Guía para la Evaluación de la Estabilidad de los Pilares Corona

REPÚBLICA DEL PERÚ
MINISTERIO DE ENERGÍA Y MINAS
GUÍA PARA LA EVALUACIÓN DE LA
ESTABILIDAD DE LOS PILARES CORONA
SUB - SECTOR MINERÍA
DIRECCIÓN GENERAL DE
ASUNTOS AMBIENTALES MINEROS
LIMA - PERÚ
Preparado por
Trevor Carter, Ph.D., P.Eng.
Luiz Castro, Ph.D., P.Eng.
por encargo del
Todos los derechos reservados. Esta guía no puede ser total o parcialmente
reproducida, memorizada en sistemas de archivo o transmitida en cualquier
forma o medio electrónico, mecánico, fotocopia o cualquier otro sin la
autorización previa del Ministerio de Energía y Minas del Perú.
Primera Edición: Setiembre de 2007
Índice
ÍNDICE
Sección
Página
Índice ............................................................................................................................ iii
Presentación ................................................................................................................. v
1.
Introducción......................................................................................................... 1
1.1
2.
Estructura del Presente Documento ....................................................... 3
Guía para el Proponente - Estabilidad de Pilares Corona ............................... 5
2.1
Objetivo...................................................................................................... 5
2.2
Requisitos del Estudio ............................................................................. 5
2.3
Consecuencia y Riesgo de la Falla.......................................................... 6
2.4
Recolección de Datos – Sitios de Bajo Riesgo ...................................... 9
2.5
Recolección de Datos – Todos los Otros Sitios..................................... 9
2.6
Evaluación de la Estabilidad .................................................................. 11
2.7
Rehabilitación.......................................................................................... 15
2.8
Monitoreo de la Estabilidad Física de los Pilares Corona................... 17
2.9
Consideraciones para la Evaluación de la Estabilidad ....................... 19
2.9.1
3.
Guía para el Proponente - Cierre de Piques, Chimeneas y Otras Labores
Verticales Abiertas a Superficie....................................................................... 21
3.1
Guías ........................................................................................................ 21
3.1.1
3.1.2
4.
Componentes Clave para la Caracterización del Pilar............................. 19
Caracterización de Hoyos Abiertos .......................................................... 21
Medidas Correctivas................................................................................. 21
Guía para el Evaluador ..................................................................................... 23
4.1
Mecanismos de Falla del Pilar Corona.................................................. 23
4.1.1
4.1.2
4.1.3
4.1.4
4.1.5
4.1.6
4.1.7
Fracturamiento de la Roca ....................................................................... 23
Falla de Tapón.......................................................................................... 24
Desmoronamiento .................................................................................... 24
Laminación ............................................................................................... 25
Fallas de Estratos..................................................................................... 26
Formación de Chimeneas ........................................................................ 27
Derrumbe.................................................................................................. 28
4.2
Tiempo de las Fallas ............................................................................... 29
4.3
Consideraciones de Estabilidad ............................................................ 30
4.4
Métodos de Análisis ............................................................................... 32
4.4.1
4.4.2
4.4.3
4.4.4
Métodos Empíricos................................................................................... 32
Evaluación Analítica ................................................................................. 34
Procedimientos Numéricos ...................................................................... 35
Cómo Escoger el Método de Análisis Apropiado..................................... 37
4.5
Medidas Correctivas ............................................................................... 37
4.6
Potencial de Hundimiento ...................................................................... 40
4.6.1
Predicción del Hundimiento...................................................................... 41
República del Perú
iii
Ministerio de Energía y Minas
Índice
5.
Referencias ........................................................................................................ 45
LISTA DE TABLAS
Tabla 1-1
Tabla 2-1
Tabla 2-2
Tabla 2-4
Tabla 2-5
Tabla 4-1
Tabla 4-2
Consideraciones de Seguridad y Opciones de Remediación para las
Labores Mineras Subterráneas cerca de la Superficie ............................... 2
Significancia Comparativa de la Falla de Pilares Corona ........................... 7
Aspectos de Riesgo de Labores Mineras Subterráneas cerca de la
Superficie .................................................................................................... 8
Aplicabilidad de Diversas Técnicas de Construcción para la
Remediación de Pilares Coronas Potencialmente Inestables................... 17
Datos Clave Requeridos para la Caracterización de las Condiciones de
Estabilidad de Pilares Corona Superficiales ............................................. 19
Velocidad de Avance de Fallas de Tajeos poco Profundos, Basada en
Estudios de Casos (CANMET, 2006)........................................................ 30
Comparación de las Ventajas y Desventajas de Diversos Modelos
Numéricos Disponibles ............................................................................. 36
LISTA DE FIGURAS
Figura 1-1 Terminología de Pilares Corona ................................................................. 1
Figura 2-1 Modos de Falla de los Pilares Corona ...................................................... 12
Figura 2-2 Instrumentación geotécnica mínima en la evaluación de estabilidad de
pilares corona............................................................................................ 18
Figura 4-1 Modo de Falla del Pilar Corona – Fracturamiento de la Roca .................. 23
Figura 4-2 Modo de Falla del Pilar Corona – Falla de Tapón..................................... 24
Figura 4-3 Modo de Falla del Pilar Corona – Desmoronamiento ............................... 25
Figura 4-4 Modo de Falla del Pilar Corona –Laminación ........................................... 26
Figura 4-5 Modo de Falla del Pilar Corona – Falla de Estratos.................................. 27
Figura 4-6 Modo de Falla del Pilar Corona – Formación de Chimenea ..................... 28
Figura 4-7 Modo de Falla del Pilar Corona – Derrumbe............................................. 29
Figura 4-8 Modo de Falla del Pilar Corona – El Esponjamiento Detiene la Falla....... 31
Figura 4-9 Gráfico del Ancho Escalado de Pilares Corona ........................................ 33
Figura 4-10 Ejemplo de Modo de Falla de Placa Rectangular ..................................... 34
Figura 4-11 Ejemplo de Modelo de Viga de Dovela ..................................................... 35
Figura 4-12 Ejemplo de Losa de Concreto de Tipo “Tablero de Puente” ..................... 38
Figura 4-13 Ejemplo de Refuerzo de Corona mediante Concreto Compactado a
Rodillo ....................................................................................................... 38
Figura 4-14 Ejemplo de Refuerzo de Pilar Corona mediante Concreto Estructural ..... 39
LISTA DE ANEXOS
ANEXO A
ANEXO B
ANEXO C
ANEXO D
Caracterización de Suelos
Clasificación del Macizo Rocoso
Fundamentos Teóricos de las Hojas de Cálculo para el Cálculo de
Pilares Corona
Ejemplos de Programas de Software Disponibles para la Evaluación de
la Estabilidad del Pilar Corona
República del Perú
iv
Ministerio de Energía y Minas
Presentación
PRESENTACIÓN
La minería cumple un rol fundamental en la economía del Perú y constituye un gran
factor de desarrollo. Es el primer proveedor de divisas y aporta hoy más del 60% del
total de nuestros ingresos por exportaciones; no obstante, la fase de explotación de
una mina tiene una vida relativamente corta, en tanto que sus impactos podrían
prolongarse a perpetuidad si no se diseñan e implementan las medidas apropiadas
para asegurar la estabilidad física y química de los sitios mineros una vez concluida su
explotación.
La experiencia internacional demuestra no sólo que es viable desarrollar las
actividades mineras cuidando el ambiente, sino que la excelencia ambiental constituye
un imperativo ético imprescindible de solidaridad con las futuras generaciones y para
el logro del Bien Común que es la causa final del Estado y la sociedad en todo sistema
democrático que se expresa en la seguridad y el bienestar general de las personas sin
distinción de raza, sexo, condición económico o de cualquiera otra índole.
Un aspecto clave para garantizar la adecuada protección del ambiente en el desarrollo
de las actividades mineras es asegurar la estabilidad física y química a largo plazo,
luego de concluida la fase de explotación. La mejor manera de lograr este fin es
incorporar el concepto del cierre desde las etapas iniciales del proyecto y aplicar las
mejores técnicas de ingeniería para diseñar estructuras mineras seguras. En este
sentido, la estabilidad de los tabiques de roca ubicados entre la superficie y una labor
subterránea, llamados pilares corona, debe ser cuidadosamente evaluada con el fin de
asegurar su estabilidad tanto a corto como a largo plazo, incluso mucho tiempo
después del cierre de las labores mineras, cuando ya nadie recuerda que allí funcionó
una mina.
Por tal motivo, el análisis de la estabilidad de los pilares corona constituye una tarea
fundamental y muy delicada para las empresas mineras y sus consultores, así como
para el propio Ministerio de Energía y Minas. De otro modo, la falla de un pilar corona
podría resultar en un serio problema ambiental y afectar la seguridad de las personas.
Por ello me complace presentar esta Guía, elaborada con el concurso de expertos
canadienses, gracias a la colaboración de la Agencia Canadiense de Desarrollo
Internacional - ACDI a través del Proyecto de Reforma del Sector de Recursos
Minerales del Perú - PERCAN.
Esta Guía debe ser de gran utilidad para los responsables de las empresas mineras,
consultores, funcionarios del Estado y para todas las personas e instituciones
interesadas en la identificación, evaluación, prevención y mitigación del impacto de las
actividades mineras.
El Ministerio de Energía y Minas renueva así su compromiso con los objetivos
trazados por el Gobierno en la lucha contra la pobreza y en la promoción de las
inversiones responsables en nuestro país.
Lima, 10 de setiembre de 2007
Arq. Juan Valdivia Romero
Ministro de Energía y Minas
República del Perú
v
Ministerio de Energía y Minas
Introducción
1.
INTRODUCCIÓN
Un pilar corona superficial se define como la zona de roca existente sobre la parte
superior de una labor subterránea (Figura 1-1). Los pilares corona superficiales de
minas subterráneas activas o abandonadas constituyen un peligro potencial para el
uso a largo plazo de los sitios con minas antiguas. En algunos lugares estos pilares
corona de roca se encuentran cubiertos con material de cobertura y en otros casos por
lagunas e infraestructura superficial. Los pilares corona comúnmente se dejan en el
piso de los tajos abiertos para separar las labores superficiales de las subterráneas.
Una vez que el minado ha terminado, debe evaluarse la estabilidad a largo plazo de
los pilares corona. Esta evaluación es necesaria a fin de determinar una adecuada
medida de cierre compatible con el uso planeado a largo plazo para la propiedad. En
la Tabla 1-1 se indica algunas de las consideraciones de seguridad y opciones de
remediación para las labores mineras cerca de la superficie.
Figura 1-1
Terminología de Pilares Corona
República del Perú
1
Ministerio de Energía y Minas
Introducción
Tabla 1-1
Consideraciones de Seguridad y Opciones de Remediación para
las Labores Mineras Subterráneas cerca de la Superficie
Ítem
Objetivos
Estabilidad
de Pilares
Corona y
Labores
Mineras
Superficiales
Cercanas
Proteger la seguridad
pública.
Estabilizar para
prevenir el
hundimiento
superficial.
Evitar el acceso a
hoyos abiertos.
Opciones de Remediación
Comentarios
Para todos los ítems, la
ubicación del lugar
determinará el nivel
apropiado de esfuerzo
requerido.
Cercado del área
Construcción de zanjas y
bermas
Relleno
Colocar una capa superior de
concreto reforzado de tipo
tablero de puente
Colocar una capa superior de
suelo cemento compactado
con rodillo
Piques y
chimeneas a
la superficie
Proteger la seguridad
pública.
Prevenir el
hundimiento
superficial.
Cercado del área
Colocar una capa superior
con capa de concreto
reforzado unido al basamento
rocoso.
Se podría colocar una capa
superior de revestimiento de
concreto a través de
material de cobertura si el
revestimiento se encuentra
en condición aceptable.
Evitar el ingreso.
Permitir la ventilación de
gas.
Galerías
inclinadas y
bocaminas a
la superficie
Proteger la seguridad
pública.
Prevenir el
hundimiento
superficial.
Cercado del área
Permitir la ventilación de
gas
Relleno en la entrada
Instalar barricada bloqueable
Evitar el acceso.
Hundimiento
superficial
Proteger la seguridad
pública
Cercado del área
Aplicable sólo en la etapa
de planificación.
Construcción de zanjas y
bermas
Volver a dar forma a las
superficies afectadas
Trabajos de relleno
Seleccionar un método de
labores mineras que no
causa hundimiento superficial
La evaluación de la estabilidad a largo plazo de los pilares corona puede ser compleja.
La geometría de un pilar corona superficial puede variar de manera significativa. Los
parámetros geométricos que definen al pilar, tales como el ancho, longitud, espesor,
profundidad, densidad e inclinación, pueden determinar la estabilidad del pilar. La
naturaleza geotécnica de los pilares puede también variar ampliamente en el pilar. La
calidad, resistencia, ubicación geológica de la roca y las condiciones existentes del
agua subterránea pueden determinar la estabilidad a largo plazo del pilar corona.
Es primordial conocer la naturaleza geométrica y geotécnica del pilar corona para
seleccionar el método adecuado para la evaluación de la estabilidad. Estos métodos
de evaluación pueden incluir técnicas de análisis numérico, analítico y empírico.
República del Perú
2
Ministerio de Energía y Minas
Introducción
Con el fin de mantener un estándar alto y consistente en el diseño de pilares corona, el
Ministerio de Energía y Minas (MEM) solicitó el desarrollo de un enfoque
estandarizado para guiar los diseños presentados por las compañías mineras que
buscan el cierre permanente de sus operaciones.
La presente guía ha sido elaborada para orientar a los proponentes en la evaluación
de la estabilidad a largo plazo de pilares corona durante el cierre de minas, así como
para servir de referencia para los funcionarios del MEM, de tal manera que pueda
realizar una evaluación y revisión apropiada de los planes de cierre de minas. Los
lineamientos para pilares corona se presentan en la Sección 2.0, que incluye una
visión general del análisis y las técnicas que pueden utilizarse en la evaluación de la
estabilidad de pilares corona. Esta guía ha sido elaborada a partir de documentos del
gobierno canadiense, mencionados en las referencias, así como de la experiencia de
los autores en la aplicación del análisis de la estabilidad de pilares corona en
numerosos proyectos a nivel mundial.
Las recomendaciones indicadas en este documento de ninguna manera pretenden
restringir la presentación de propuestas alternativas. En todo caso, se espera que los
proponentes apliquen buenas prácticas de ingeniería con el fin de llegar a la solución
más razonable para el sitio. Para el cierre o para los requerimientos de operación a
largo plazo en donde un pilar corona sirve para proteger la seguridad humana o el
ambiente, el diseño se realizará siguiendo los términos de la presente guía y luego
deberá ser revisado y certificado por un ingeniero geotécnico y estructural calificado,
quien verificará (i) la calidad de la evaluación de las condiciones del macizo rocoso, (ii)
la calidad de la evaluación de la estabilidad y (iii) el diseño y procedimientos de
construcción de las acciones de remediación.
1.1
ESTRUCTURA DEL PRESENTE DOCUMENTO
La Sección 2 del presente documento señala los lineamientos básicos para los
proponentes para la evaluación de la estabilidad de los pilares corona. Esto incluye
requisitos, recolección de datos, evaluación de estabilidad, rehabilitación y monitoreo.
La Sección 3 señala los lineamientos básicos para los proponentes para el cierre de
piques, chimeneas y otras aberturas a superficie. Los lineamientos para el cierre de
tajos abiertos no se incluyen en este documento.
La Sección 4 proporciona detalles adicionales de los modos de falla, consideraciones
de estabilidad, técnicas de análisis y potencial de hundimiento de los pilares corona.
La intención de esta sección es proporcionar lineamientos al personal del MEM para la
evaluación de los informes de cierre presentados por los proponentes.
En anexos se incluyen aspectos sobre la caracterización de suelos, caracterización del
macizo rocoso, técnicas de evaluación empírica y analítica y programas de software
disponibles para la evaluación de la estabilidad de pilares corona
República del Perú
3
Ministerio de Energía y Minas
Guía Proponente
Estabilidad
2.
GUÍA PARA EL PROPONENTE - ESTABILIDAD DE
PILARES CORONA
2.1
OBJETIVO
El objetivo de esta Guía es establecer los procedimientos para los proponentes que
presentan planes de cierre, de modo que (a) se limiten los peligros potenciales, (b) se
preserve la seguridad pública, y, (c) se restaure lo mejor que sea posible el lugar del
pilar corona para permitir un uso adecuado del terreno.
2.2
REQUISITOS DEL ESTUDIO
El proponente debe de presentar la información técnica referente a las características
geológicas, geotécnicas y geomecánicas del macizo rocoso donde se encuentra el
pilar corona a evaluar. Estas características son específicas para cada caso, por lo
que el proponente debe de mencionar y esquematizar a través de planos las
condiciones locales de la zona como son: hidrología, hidráulica, geología,
hidrogeología, geodinámica, evaluación de riesgos, planes de contingencia para
posibles fallas, etc.
(1)
Allí donde un pilar corona va a permanecer en su lugar, se deberá realizar un
estudio geotécnico para determinar su estabilidad a largo plazo y seleccionar
las medidas de rehabilitación que serán compatibles con el uso previsto del
terreno del lugar o su posible uso a largo plazo. Para presentarlo para su
aprobación, el estudio deberá estar certificado por un ingeniero profesional
calificado, con experiencia demostrada en una disciplina apropiada.
(2)
El estudio requerido en la subsección (1) deberá incluir al menos información
referente a,
(a) la historia del tajeo y método(s) de las labores mineras,
(b) la historia, si la hubiera, de inestabilidad del macizo rocoso en las paredes del
tajeo o en el pilar corona;
(b) si se debe considerar el relleno de los tajeos, y si así fuera, el tipo de relleno que
sería adecuado;
(c) la ubicación de bancos rellenos, construcción de compuertas y el material de
relleno usado;
(d) la proximidad de las personas o la infraestructura al lugar;
(e) la densidad poblacional en al área circundante;
(f)
la probabilidad de que el público tenga acceso al lugar;
(g) la infraestructura en riesgo, incluyendo carreteras, líneas de energía eléctrica,
tuberías, tuberías de gas, construcciones;
(h) el potencial para minería o usos alternativos en el futuro;
(i)
los impactos ambientales posibles causados por una falla; y
(j)
la designación de uso actual y futuro del suelo.
República del Perú
5
Ministerio de Energía y Minas
Guía Proponente
Estabilidad
(3) Basándose en resultados del estudio requerido en virtud de la subsección (1),
se proporcionará una evaluación del riesgo y las consecuencias de la falla del
pilar corona realizada por un ingeniero profesional calificado.
2.3
CONSECUENCIA Y RIESGO DE LA FALLA
Una de las primeras cosas que se debe considerar en la evaluación de la estabilidad
de un pilar corona cercano a la superficie es la consecuencia de una falla. Si el lugar
se encuentra ubicado en una zona muy poblada en donde existe la posibilidad de que
las personas o la infraestructura se vean directamente impactadas por la falla del pilar,
ésta se podría considerar un área de potenciales consecuencias graves. Si el lugar se
encuentra en una ubicación remota que es inaccesible al público y que no subyace a
ninguna infraestructura, se puede considerar un área de potenciales consecuencias
leves. El grado de las consecuencias potenciales puede determinar el nivel de detalle
requerido en la recolección de los datos y análisis que se deben realizar para asegurar
la estabilidad a largo plazo del lugar y determinar qué opciones apropiadas se pueden
considerar para rehabilitación, si fuera el caso.
La información del lugar que se debe reunir y considerar en el proceso de evaluación
comprende:
•
Proximidad de las personas o de la infraestructura al lugar,
•
Densidad poblacional en el área circundante,
•
Acceso del público al lugar,
•
Infraestructura en el lugar (carreteras, líneas férreas, líneas de energía eléctrica,
tuberías, construcciones),
•
Potencial de volver a tener acceso al lugar en el futuro,
•
Impactos ambientales potenciales causados por una falla.
La evaluación de un lugar de consecuencias leves o consecuencias graves puede
generar distintos enfoques y niveles de detalle necesarios para los requerimientos de
evaluación de estabilidad, enfoques de rehabilitación y monitoreo. Las conclusiones a
las que se llegue deberán estar adecuadamente justificadas para evitar futuras
controversias.
Numerosos parámetros físicos pueden afectar la estabilidad del pilar. La evaluación de
la estabilidad del pilar corona es típicamente realizada usando los mejores datos
disponibles, alguna información que puede ser medible y algunos datos que deberán
estimarse. Debido a la incertidumbre sobre el valor exacto de estos parámetros,
siempre puede existir un rango de “factor de seguridad” potencial y/o “probabilidad de
falla" para la falla de un pilar corona. La incertidumbre del rango de esta probabilidad
de falla se puede reducir por un aumento de la confianza de la medición de los
parámetros que afectan. Esto se puede lograr con un aumento de la cantidad de y los
detalles de la recolección de datos usados como parámetros de entrada para la
evaluación de estabilidad.
Una vez que se ha realizado la evaluación de la estabilidad para un pilar corona, se
puede establecer un “factor de seguridad” o “probabilidad de falla”. Esta medición de
la estabilidad puede ser comparada con el riesgo potencial para el público o la
infraestructura, a fin de determinar si se puede realizar la rehabilitación y los requisitos
de monitoreo. Un ejemplo de determinación de la “Significancia Comparativa de Falla
República del Perú
6
Ministerio de Energía y Minas
Guía Proponente
Estabilidad
de Pilares Corona”, ha sido delineado por Carter y Miller, 1996, y se muestran en la
Tabla 2-1.
Tabla 2-1
Significancia Comparativa de la Falla de Pilares Corona
F de
Prob. de ConfiabiS
Clase
Falla (%) lidad (%)
mín.
A
50-100
0-50
<1
Criterios de Diseño para Probabilidad Aceptable de Falla
Vida Útil del Pilar
Corona (Años)
Efectivamente cero
Acceso al
Público
<0.5 Prohibido
Criterio
Regulatorio
Totalmente
Vigilancia
Operativa
Requerida
No efectiva
inaceptable
B
20-50
50-80
1,0
Plazo sumamente
corto (sólo para
efectos de labores
mineras
provisionales –
riesgo insostenible
de falla para
entradas de túneles
civiles
provisionales)
1.0 Se debe
evitar por
todos los
medios
Inaceptable
Monitoreo
sofisticado
continuo
C
10-20
80-90
1,2
Plazo muy corto
(coronas de tajeos
casi provisionalesriesgo no deseado
de falla para obras
civiles
provisionales)
2-5 Evitar
activamente
Muy
Monitoreo
preocupante con
instrumentos
D
5-10
90-95
1,5
Corto plazo
(coronas semitemporales, e.g.,
bajo infraestructura
de mina no
sensible)
5-10 Evitar en lo
posible
Preocupante Monitoreo
simple
continuo
E
1,5-5
95-98,5
1,8
Mediano plazo
(coronas semipermanentes,
posiblemente
debajo de
estructuras)
15- No
Poco
Monitoreo
20 recomendable preocupante superficial
minucioso
F
0,5-1,5
98,5-99,5
2
G
Menor
que 0,5
Mayor
que 99,5
>>2
Largo plazo
50 - Permitido
(coronas casi
100
permanentes,
portales civiles,
túneles de
alcantarilla cerca de
la superficie)
Genera
Monitoreo
cierta
superficial
preocupación incidental
Plazo muy largo
>100 Libre
(coronas
permanentes sobre
túneles)
No preocupa No se
requiere
monitoreo
La Tabla 2-2 señala algunos de los aspectos de riesgos y opciones de corrección para
labores subterráneas cerca de la superficie que debe considerarse cuando se prepara
un plan de cierre.
República del Perú
7
Ministerio de Energía y Minas
Guía Proponente
Estabilidad
Tabla 2-2
Aspectos de Riesgo de Labores Mineras Subterráneas cerca de la
Superficie
Ítem
Objetivos
Evaluación
Estabilidad
de Pilares
Corona y
Trabajos
Cerca de la
Superficie
Proteger la
Seguridad
Pública.
Estabilizar
para evitar
el
hundimiento
superficial.
Evitar el
acceso a
hoyos
abiertos
Ubicar Áreas Problema
Planos de la mina
Análisis sísmico
Sondeos de radar
Perforaciones
Conocimiento Local
Analizar
Método empíricos
Métodos analíticos
Métodos numéricos
Piques y
chimeneas
a superficie
Proteger la
Seguridad
Pública.
Evitar el
hundimiento
superficial.
Evitar el
acceso.
Ubicar
Planos de mina
Análisis sísmico
Sondeos de radar
Perforaciones
Conocimiento Local
Analizar
Evaluar la estabilidad del
basamento y material de
cobertura si fuera aplicable.
Potenciales Labores
Correctivas
• Cercado del área
• Construcción de
zanjas y bermas
• Relleno
• Colocar una capa
superior de concreto
reforzado de tipo
tablero de puente
• Colocar una capa
superior de cemento
de suelo
compactado con
aplanadora
• Cercado del área
• Colocar una capa
superior de concreto
reforzado unido al
basamento rocoso.
• Colocar tapón y
relleno en el pique
Comentarios
Para todos los
ítems, la
ubicación del
lugar
determinará el
nivel apropiado
de esfuerzo
requerido.
Se podría
colocar una
capa superior
de
revestimiento
de concreto con
material de
desbroce si el
revestimiento
se encuentra en
condición
aceptable.
Permitir la
ventilación de
gas.
Galerías
inclinadas y
bocaminas
a superficie
Proteger la
Seguridad
Pública.
Evitar el
hundimiento
superficial.
Evitar el
acceso.
Ubicar
Planos de mina
Análisis sísmico
Sondeo de radar
Perforaciones
Conocimiento Local
Analizar
Evaluar la estabilidad del
basamento rocoso y material
de cobertura y la estabilidad
del revestimiento a través del
material de cobertura.
Hundimiento
Superficial
Proteger la
Seguridad
Pública
Ubicar labores
Planos de mina
Análisis sísmico
Sondeo de radar
Perforaciones
Conocimiento Local
Analizar
Métodos Empíricos
Métodos Funcionales
Métodos Analíticos /
Numéricos
República del Perú
8
• Cercado del área
• Relleno en la
entrada
• Instalar barricada
bloqueable
• Cercado del área
• Construcción de
zanjas y bermas
• Volver a dar forma a
las superficies
afectadas
• Trabajos de relleno
• Seleccionar un
método de labores
mineras que no
causa hundimiento
superficial
Permitir la
ventilación de
gas
Aplicable solo
en la etapa de
planificación.
Ministerio de Energía y Minas
Guía Proponente
Estabilidad
2.4
RECOLECCIÓN DE DATOS – SITIOS DE BAJO RIESGO
En los sitios que se determine que son de bajo riesgo y consecuencia, la información
mínima que se deberá evaluar como parte del estudio comprende:
(1)
Topografía de la superficie general, incluyendo lagunas, ríos, carreteras,
construcciones, puntos de referencia y detalles del estudio.
(2)
Secciones que muestren el perfil del material de desbroce.
(3)
Secciones que muestren los niveles de agua subterránea actuales y
estimados luego del cierre.
(4)
Secciones que muestren planos de todos los niveles de la mina a una
profundidad especificada por un ingeniero profesional, la cual no será menor
de 200 metros por debajo de la base del pilar corona.
(5)
La configuración básica y orientación del pilar corona/estribo y tajeo,
incluyendo longitud, luz, espesor, buzamiento, rumbo, geología básica y
rumbo y buzamiento de las principales estructuras geológicas.
(6)
La naturaleza y composición de cualquier relleno, donde sea aplicable.
(7)
Detalles del emplazamiento (húmedo o seco) y construcción de tabiques de
relleno, donde sea aplicable.
(8)
Los valores de los índices de clasificación de macizo rocoso RMR
(Bieniawski, 1973) y NGI-Q (Barton, 1976) para cada una de las zonas de
macizo rocoso de control (ver Anexo B).
(9)
Información histórica acerca de la inestabilidad, donde esté disponible.
2.5
RECOLECCIÓN DE DATOS – TODOS LOS OTROS SITIOS
Para todos los otros sitios, se evaluará la siguiente información mínima como parte del
estudio presentado:
(1) Condiciones de la superficie, incluyendo,
(a) topografía de la superficie en la zona cerca del pilar corona,
(b) la presencia o ausencia de un cuerpo de agua,
(c) una proyección superficial del laboreo subterráneo a una profundidad
especificada por un ingeniero profesional, la cual no será menor de 200 metros
por debajo de la base del pilar corona,
(d) topografía general superficie, incluyendo lagunas,
construcciones, puntos de referencia y detalles del estudio,
ríos,
carreteras,
(e) todos los derechos de paso, corredores de uso general y servidumbre, y
(f)
el área de superficie que se vería afectada por una falla del pilar corona.
(2) Caracterización del material de cobertura, incluyendo,
(a) tipos de suelo y espesores, a menos que un ingeniero calificado considere y
señale por escrito que esta información no es necesaria,
(b) la topografía de la interfaz basamento rocoso/material de cobertura,
(c) el régimen de agua subterránea, y
República del Perú
9
Ministerio de Energía y Minas
Guía Proponente
Estabilidad
(d) si se realiza la investigación del suelo, se debe reunir la siguiente información
como requisito mínimo:
(i)
densidad bruta,
(ii)
densidad in situ,
(iii) granulometría
(iv) ángulo de fricción,
(v) cohesión,
(vi) contenido de humedad, y
(vii) niveles de agua subterránea.
(3) Una caracterización del macizo rocoso, incluyendo,
(a) la geología,
(b) el rumbo y buzamiento del mineral y las rocas encajonantes,
(c) la presencia de características estructurales como diaclasas, fallamiento o
fracturas,
(d) la clasificación geotécnica de la caja de techo, caja de piso y pilar corona usando
los sistemas de clasificación RMR y NGI-Q, utilizando,
(i)
mapeo subterráneo o evaluación de datos de testigos de perforación,
(ii)
determinación de la resistencia en laboratorio o rangos publicados, donde
estuviera disponible, con justificación para usar los datos especificados y su
origen, y
(iii) caracterización de las discontinuidades.
(4) Las formas geométricas de las labores mineras, incluyendo la geometría y la
ubicación del pilar corona, aberturas superiores de mina y tajeos incluyendo,
(a) la extensión y profundidad de las labores mineras,
(b) el espesor del pilar corona,
(c) el ancho de los tajeos,
(d) la naturaleza y la composición de cualquier relleno,
(e) la naturaleza y la construcción de tabiques de relleno, si los hubiera,
(f)
el método de soporte usado,
(g) todos las galerías, piques y chimeneas, y
(h) información histórica sobre el macizo rocoso o inestabilidad del relleno, donde
estuviera disponible.
(5) Otros factores, incluyendo la presencia de,
(a) campos de esfuerzos horizontales elevados,
(b) aberturas múltiples, y
(c) geometrías complejas.
(6) Todos los resultados de la evaluación de las propiedades de las rocas y
suelos presentados como respaldo de la presentación se conformarán a un
estándar reconocido, tal como los de la American Society for Testing and
Materials - ASTM o la International Society of Rock Mechanics - ISRM.
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Guía Proponente
Estabilidad
2.6
EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD
La evaluación empírica de la estabilidad de la geometría del pilar corona se realizará
usando un modelo reconocido en la industria, tal como el Análisis de Ancho Escalado
(CANMET 1990, Carter 1992, 2002) para determinar la estabilidad relativa del pilar
corona en comparación con los ejemplos precedentes.
Basándose en la naturaleza del macizo rocoso, la simplicidad de la geometría y la
historia previa de estabilidad de la operación minera, se debe llevar a cabo la
evaluación analítica de la estabilidad apropiada para determinar si el pilar corona será
susceptible a diversos mecanismos potenciales de falla (Figura 2-1). Este análisis
debe incluir, pero no limitarse al análisis de la corona del tajeo, con respecto a:
(a) Fracturación de la roca
(b) Falla de tapón
(c) Falla por desmoronamiento
(d) Deslaminación
(e) Falla de estratos
(f)
Falla de chimenea
(g) Derrumbe de bloques
La Figura 2-1 muestra esquemas de los distintos mecanismos de falla. Ejemplos de la
aplicación de algunos de estos análisis se presentan en las hojas de cálculo incluidas
en el Anexo C.
En algunos casos, las coronas y estribos de los pilares están compuestos de roca
competente, y la inestabilidad es regida por discontinuidades orientadas en sentido
adverso. En otros casos, el material de roca dentro de la corona es débil y puede
ocurrir una falla dentro de la estructura de la roca. La roca incluso puede presentar
tendencia al deterioro por intemperismo mecánico o sufrir descamación progresiva
debido a condiciones de fuerte presión. A menudo es la combinación de más de un
factor lo que contribuye con la inestabilidad.
Los mecanismos de falla comunes asociados con tajeos poco profundos de minas de
roca dura incluyen:
•
Fracturación de Roca – ruptura de la superficie del pilar corona y colapso hacia el
tajeo subyacente
•
Falla de Tapón – caída del pilar corona como un bloque integral, limitada por
condiciones de borde bien definidas.
•
Desmoronamiento – falla de la masa de roca del pilar corona en forma de una serie
de bloques individuales sin una geometría de autosoporte resultante
•
Delaminación – falla de desmoronamiento de capas de roca delgadas en el límite del
tajeo (por deslizamiento o pandeo) que produce la desestabilización del pilar corona.
•
Falla de Estratos – falla por tracción de una masa rocosa estratificada dentro del pilar
corona o en límites del tajeo, que produce la desestabilización del pilar corona.
•
Formación de Chimenea – avance hacia arriba de una cavidad en una proporción
lateral limitada, por desintegración de una masa rocosa débil. La desintegración
puede realizarse por un medio mecánico o por alteración química de la masa rocosa.
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Estabilidad
•
Derrumbe – fragmentación de masa rocosa a gran escala y movimiento hacia una
abertura por gravedad que produce el movimiento ascendente progresivo del frente
de la falla.
Figura 2-1
Modos de Falla de los Pilares Corona
Fracturamiento de Roca
Falla de Tapón
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Figura 2-1
Modos de Falla de los Pilares Corona (continuación)
Falla de Estratos
Desmoronamiento
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Figura 2-1
Modos de Falla de los Pilares Corona (continuación)
Formación de Chimenea
Laminación
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Estabilidad
Figura 2-1
Modos de Falla de los Pilares Corona (continuación)
Derrumbe
Pilares coronas estables relativamente delgados son posibles en material de roca
competente duro que se arquea con facilidad o forma una viga reconocible, pero por lo
general son necesarios pilares corona gruesos de ancho limitado para roca esquistosa
de baja resistencia de bloques de tamaño pequeño, con el fin de evitar el derrumbe o
desmoronamiento progresivo hacia la superficie. En casos de algunos macizos rocosos
muy débiles, el control del desmoronamiento es imposible sin un soporte positivo, e.g.,
shotcrete y malla a corto plazo, relleno o tapones de concreto a largo plazo.
Para el análisis de geometrías y geologías complicadas, se realizará el modelado
numérico del pilar corona y la geometría del tajeo usando un modelo reconocido en la
industria para contribuir con la evaluación de la falla de los mecanismos de falla
potencial y la probabilidad de falla del pilar corona.
Una lista de métodos de análisis para la evaluación de la estabilidad potencialmente
aplicables se incluye en la Tabla 2-3. Ésta debe considerarse sólo como una guía. El
proponente será responsable de seleccionar y aplicar la(s) técnica(s) de análisis más
apropiada(s).
2.7
REHABILITACIÓN
Los resultados de la evaluación de acuerdo con la sección 2.6 se usarán para
determinar las medidas de rehabilitación apropiadas para los pilares corona (en caso
necesario).
(1)
Las medidas, determinadas de conformidad con la subsección (1) serán diseñadas y
monitoreadas durante la construcción, y luego de su culminación, serán certificadas
por un ingeniero profesional calificado.
(2)
Las medidas correctivas requeridas pueden variar desde ninguna acción hasta el
llenado de espacios vacíos extensos con relleno cementado.
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Métodos aplicables de análisis
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Potenciales factores contribuyentes
Numérico
Analítico
Empírico
Modos de falla
Ancho crítico
Viga (ancho/longitud>2, espesor/ancho<0.5)
Placa (ancho/longitud>2, espesor/ancho<0.5)
Voussoir (espesor/ancho<0.3)
Tapon (espesor/ancho>0.3)
3D FE/FD
3D BE
2D DE
2D FE/FD
2D BE
Agua
Tensiones in-situ
Características de la cobertura
Características geométricas
Discontinuidades
sub verticales,
contactos débiles,
fallamiento
presente y
planos bien
definidos
Espesor
independiente
Buena calidad,
roca
homogenea
Pilares
corona delgados
(espesor < 1m)
Carga
significativa
Altas tensiones
horizontales
o alta carga
Bajas
tensiones
efectivas
Análisis aplicable
Carga
alta
Carencia de
tensiones de
confinamiento
Reducción de
tensiones
Falla de tapón
Fracturamiento
Guía de Evaluación de la Estabilidad
Características del macizo rocoso
Tabla 2-3
Pilares gruesos
(espesor < 1m por
cada bloque)
Cobertura
independiente
Carencia de
tensiones de
confinamiento
Promueve la
separación de los
bloques
Macizo rocoso
fracturado,
foliado,
estratificación
bien
definida
Desmoronamiento
Promueve la
separación de los
estratos
Cobertura
independiente
Carencia de
tensiones
Espesores
> 5m
Estratificación
bien
desarrollada
con capas
delgadas
Laminación
Carga
alta
Altas tensiones
horizontales
o alta carga
Carga
en la
estratificación
Espesores
> 5m
Estratificación
bien
desarrollada
en la corona.
Baja resistencia
al corte y a la
tracción en la
estratificación
Falla de estratos
Para una análisis preliminar
Lucbricación del
macizo rocoso.
Cobertura
independiente
Carencia de
tensiones
Baja calidad
del macizo rocoso
fallamiento,
macizo rocoso alterado,
foliación y esquistosidad
en el cuerpo mineral,
discontinuidades bien
definidas, baja cohesión
presencia de pizarras
fracturadas
Espesor
independiente
Formación de Chimenea
Bajas
tensiones
efectivas
Sistemas de
juntas bien definidas
y fracturamiento en
el cuerpo mineral,
baja resistencia de
la roca intacta con
superficies pobres en
fricción y con
discontinuidades de
bajo buzamiento
Grandes
espesores
> 10m
Cobertura
independiente
Carencia de
tensiones
Derrumbe
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Estabilidad
La remediación, en caso se requiera, podrían involucrar uno o más de los siguientes
enfoques:
•
Cercado del área para evitar el acceso
•
Colocar una capa superior de concreto tipo tablero de puente
•
Reforzamiento de la corona mediante concreto compactado a rodillo
•
Soporte de la corona mediante concreto estructural subyacente
•
Relleno convencional por gravedad
•
Relleno neumático, y/o
•
Relleno hidráulico
Una guía para la aplicabilidad de técnicas de remediación se incluye en la Tabla 2.4.
Ésta se debe considerar sólo como una guía. Los proponentes harán su selección
aplicando la(s) técnica(s) de remediación más apropiada(s) que se estimen
convenientes para su(s) lugar(es).
Las técnicas descritas en la Tabla 2-4 para los diferentes casos de remediación de
pilares corona contienen numerosos factores locales y especificaciones por cada
método.
Tabla 2-4
Aplicabilidad de Diversas Técnicas de Construcción para la
Remediación de Pilares Coronas Potencialmente Inestables
Soluciones tipo "Puente”
Caso
Colocación
de Capa de
Concreto
Concreto
Compactado
a Rodillo
Llenado
por
Gravedad
*
*
*
Paredes laterales
Incompetentes
Aberturas Inaccesibles
Esquemas de Llenado
*
Infraestructura Superpuesta
Aberturas inundadas
*
*
*
Llenado
Neumático
Llenado
Hidráulico
*
*
*
*
*
*
*
Soluciones aplicables (Según Carter y Steed, 1990).
2.8
MONITOREO DE LA ESTABILIDAD FÍSICA DE LOS PILARES CORONA
Los pilares corona se monitorearán para evaluar la estabilidad física durante todas las
fases de cierre hasta que el lugar esté clausurado.
Cualquier pilar corona que se determine que no es físicamente estable se protegerá y
remediará de inmediato.
Asuntos de Monitoreo Específico
La estabilidad física de los pilares corona se monitoreará por evaluación visual de
rutina o por medio de instrumentación instalada, considerando la medición de grietas y
cambios en los patrones de drenaje,
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Estabilidad
(a) las grietas por tensión identificadas se deben monitorear por medios mecánicos
o eléctricos (extensómetros de punto único o de múltiples puntos, pernos o
medidores de rajaduras, reflectometría de dominio temporal, etc.), para cualquier
aumento u otros cambios;
(b) donde las características de la mina o estructuras superpuestas puedan verse
afectadas por niveles de agua crecientes, la tasa de llenado de agua y los
niveles de agua se deben monitorear y registrar. Donde el acceso físico al nivel
del agua no sea posible, estos niveles se pueden monitorear a distancia
mediante la instalación de piezómetro de punta sellada, con lectura de datos en
la superficie.
Donde los niveles de agua crecientes pueden saturar
potencialmente el relleno contenido por tabiques, se debe monitorear y registrar
la acumulación de la presión detrás del tabique;
(c) para subsidencia, u otra inestabilidad, se debe realizar estudios precisos del
terreno (repetibilidad de +2 cm) que incluyan estudios topográficos, la instalación
de instrumentación apropiada y/o el uso de técnicas geofísicas.
La instrumentación geotécnica anteriormente descrita podría constar de otros varios
componentes, dependiendo de la condición de solicitación de esfuerzos alrededor del
pilar corona y de la concentración de esfuerzos en el macizo rocoso.
Un plan de instrumentación geotécnica mínima puede constar de lo indicado en la
Figura 2-2, donde se observa el uso de piezómetros, celdas de esfuerzos totales y
extensómetros. Estos dispositivos son usados para medir esfuerzos y así localizar
posibles desplazamientos y/o deformaciones.
Figura 2-2
Instrumentación geotécnica mínima en la evaluación de estabilidad
de pilares corona
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18
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Estabilidad
2.9
CONSIDERACIONES PARA LA EVALUACIÓN DE LA ESTABILIDAD
2.9.1
Componentes Clave para la Caracterización del Pilar
La evaluación de la estabilidad de las configuraciones geométricas variables que
ocurren en los pilares corona superficiales es compleja. Los tipos de roca varían, las
estructuras geológicas varían, las condiciones del agua superficial difieren y, en la
mayoría de los casos, la secuenciación de la excavación y las proporciones de
extracción son diferentes de un lugar a otro, incluso dentro de la misma mina. Se
requiere considerable experiencia en mecánica de rocas aplicada para interpretar
estos factores con el propósito de evaluar el riesgo de colapso. Una comprensión
detallada de las propiedades del macizo rocoso y la geometría de los pilares es
imprescindible para elevar el nivel de confianza en cualquier predicción de la
estabilidad a corto o largo plazo de un pilar corona superficial.
Tabla 2-5
Datos Clave Requeridos para la Caracterización de las Condiciones
de Estabilidad de Pilares Corona Superficiales
Condiciones de la Superficie
Características del Material
de Cobertura
Macizo Rocoso
1
2
Topografía
Presencia o Ausencia de Cuerpo de Agua
Espesor y Estratigrafía
1
Propiedades del Material y Clasificación de los Suelos
Régimen de Aguas Subterráneas
Condiciones de la Interfase de Basamento/Material de Desbroce
Régimen Geológico General
Depresión de la Zona de Mineral
Características de los Tipos y Clasificación de Rocas2
o
Caja techo
o
Caja piso
o
Zona de Mineral en Pilar Corona
Controles Estructurales:
o
Diaclasas
o
Fallas
o
Fracturas
Geometría de Pilar Corona y Aberturas Superiores:
o
Ancho
o
Espesor
o
Ancho del Tajeo
o
Altura de Relleno
o
Métodos de Soporte
Otros Factores:
o
Datos disponibles sobre esfuerzos
o
Geometría complicada (i.e., Zonas Mineralizadas Múltiples)
o
Extensión de la zona expuesta a la intemperie dentro del
basamento rocoso superior
o
Detalles de la zona de contacto con el material de cobertura
Identificación de suelos con resistencia potencialmente pobre que pueden ejercer impacto en la estabilidad del pilar
corona o en la consecuencia de la falla (ver Anexo A).
Las clasificaciones completas del Instituto Geotécnico Noruego (Norwegian Geotechnical Institute, NGI), “Q”, y del
Consejo para la Investigación Científica e Industrial (Council for Scientific and Industrial Research, CSIR) “RMR”
basadas en datos centrales, pruebas de laboratorio, evaluación de campo de las características de la
discontinuidad, etc. (ver Anexo B).
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Guía Proponente
Estabilidad
Evidentemente, cuando existen pilares corona debajo de áreas de infraestructura
pública (i.e, carreteras, viviendas, colegios y similares) y el riesgo de falla para el
público en general es grande, los factores de seguridad contra el colapso deben ser
mayores y las probabilidades de falla menores de lo que podría ser tolerable en sitios
remotos.
Cualquiera sea el nivel de riesgo requerido, el análisis de cualquier situación de pilar
corona requerirá la recolección del mismo conjunto básico de datos. Idealmente, para
cada situación de pilar corona se requieren datos de todos los aspectos señalados en
la Tabla 2-.5. Como lo indica dicha tabla, las condiciones del macizo rocoso son uno
de los numerosos factores que afectan la estabilidad.
Para evaluar la estabilidad del pilar corona en progreso, como mínimo debe haber
suficiente información disponible para:
•
definir la geometría del problema;
•
determinar las condiciones del agua subterránea in situ durante la actividad minera y
después del cierre;
•
evaluar las características del macizo rocoso y los parámetros de resistencia
geomecánica relevantes para cada tipo de material reconocible;
•
evaluar el potencial de degradación a largo plazo para la falla de cada tipo de material,
y;
•
evaluar las condiciones de esfuerzos in situ e inducidas alrededor del tajeo y en el pilar
corona existente o previsto y sus correspondientes apoyos.
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Guía Proponente
Cierre
3.
GUÍA PARA EL PROPONENTE - CIERRE DE PIQUES,
CHIMENEAS Y OTRAS LABORES VERTICALES
ABIERTAS A SUPERFICIE
3.1
GUÍAS
Todas las aberturas a superficie (e.g., piques, chimeneas, tajeos, portales, bocaminas
y rampas) deberán ser selladas de manera de evitar el acceso no autorizado o
inadvertido. El diseño de elementos estructurales (tales como los sellos para piques)
será realizado y certificado por un ingeniero profesional calificado.
Cabe señalar que los lineamientos para el cierre de tajos abiertos no forman parte de
este documento.
3.1.1
Caracterización de Hoyos Abiertos
Una vez que se ha localizado un pique o chimenea particular, es relativamente sencillo
proporcionar una solución de ingeniería. La evaluación de la estabilidad de las
paredes del pique requiere de la misma información mencionada en la Sección 2.9.1 y
se resume en la Tabla 2-5.
3.1.2
Medidas Correctivas
Las opciones para proteger un pique incluyen:
•
rellenar todo el pique,
•
poner una compuerta o taponar el pique a una elevación seleccionada y rellenarlo
hasta la superficie, y/o,
•
colocar una capa superior
Si se debe considerar rellenar un pique o chimenea, se debe asegurar que éste no
contenga ninguna obstrucción que pudiera causar que material de relleno quede
colgado, o la sedimentación del mismo debida al colapso de las obstrucciones (e.g.,
guías de madera). Cualquier corte transversal o nivel que intersecte el pique requerirá
la instalación de bloqueos, tales como tapones estructurales o rellenar las aberturas de
manera suficiente para asegurar que no se pierda relleno en las labores mineras. El
diseño y la construcción de los tapones deberán ser monitoreados y certificados por un
ingeniero estructural calificado. El relleno colocado dentro del pique tendrá que
colocarse de manera que se logre una compactación óptima para asegurar que no
haya hundimiento del relleno.
Colocar en el pique una capa superior puede ser una alternativa viable si se pudiera
asegurar la longevidad de los apoyos de la capa superior.
Para asegurar la seguridad pública, todos los piques, chimeneas y tajeos abiertos a
superficie deben tener una capa superior de concentro reforzado anclado al
basamento rocoso capaz de soportar una carga distribuida de manera uniforme de un
valor designado. La capa superior debe contar con un orificio de ventilación capaz de
prevenir acumulaciones de gas debajo de dicha capa. También puede ser aceptable
una capa superior removible o de diseño similar.
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21
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Guía Proponente
Cierre
En la práctica minera canadiense, los criterios de resistencia para las capas superiores
pueden variar entre ser capaz de resistir una carga uniforme de 12 a 18 kPa, hasta
resistir una carga concentrada de 54 a 81 kN sobre un área de 300mm por 300mm,
más el peso de cualquier material de cobertura.
En el caso de un material de cobertura profundo, en donde el cuello y revestimiento del
pique a través del material de cobertura están construidos de concreto, éste debe ser
adecuado para construir la capa en la superficie y unirla al cuello de concreto del pique;
sin embargo, la estabilidad del revestimiento de concreto debe ser evaluada respecto de
la estabilidad estructural y confiabilidad a largo plazo, y certificada por un ingeniero
calificado. La evaluación de la confiabilidad a largo plazo del revestimiento del pique
incluirá, sin carácter limitativo, asegurar la resistencia del concreto al sulfato y asegurar
la cobertura adecuada de las barras de refuerzo para la protegerlas de la corrosión.
No obstante, si el pique está entibado a través de material de cobertura, será
necesario construir la capa superior a altura de la superficie del basamento rocoso y
rellenar el resto del pique a través del material de cobertura, con las previsiones
adecuadas para la sedimentación, asumiendo que la madera se pudrirá. Esto podría
incluir un programa de mantenimiento a largo plazo para rellenar por completo a
medida que el relleno se sedimenta.
Alternativamente, si no se puede construir un tapón en la superficie del basamento, se
puede construir un tapón estructural por debajo de la superficie de basamento, dentro
del pique, y rellenar el pique hasta la superficie del terreno sobre el tapón. El diseño y
la construcción de un tapón estructural deberán ser certificados por un ingeniero
calificado.
República del Perú
22
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Guía para el Evaluador
4.
GUÍA PARA EL EVALUADOR
4.1
MECANISMOS DE FALLA DEL PILAR CORONA
4.1.1
Fracturamiento de la Roca
El fracturamiento de la roca puede producirse cuando la resistencia del pilar corona es
superada por los esfuerzos aplicados, lo cual da lugar a una falla repentina y
catastrófica. Esta situación puede originarse debido al rápido aumento del esfuerzo
dentro del pilar corona, que supera a la resistencia. Esto puede ocurrir como resultado
de una falla repentina de un pilar o fondo de galería a cierta profundidad dentro de una
mina que altera el campo de esfuerzos alrededor de un pilar corona, o por cambios en
los esfuerzos generados por una excavación adyacente del subsuelo o excavaciones a
tajo abierto. También podría originarse por la rápida transferencia de esfuerzos al
pilar, por ejemplo, si el relleno de un tajeo rellenado es evacuado, tal como ocurriría en
el caso del colapso de un tabique o un tapón. Si un pilar corona se encuentra bajo un
alto esfuerzo horizontal, puede ocurrir una fracturación progresiva y dependiente del
tiempo del macizo rocoso que finalmente puede reducir la resistencia del macizo
rocoso a un punto en el se produce la falla. Cuando sea relevante para las
condiciones reales que se estén analizando, todos estos aspectos deben ser
evaluados en el plan de cierre.
Figura 4-1
Modo de Falla del Pilar Corona – Fracturamiento de la Roca
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23
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Guía para el Evaluador
4.1.2
Falla de Tapón
Las fallas de tapón pueden ocurrir en discontinuidades continuas bien definidas que
son típicamente subverticales y limitan con la periferia del pilar corona. Dichas
discontinuidades pueden incluir fallas, foliación o contactos cortados que pueden tener
relación con los límites del yacimiento de mineral. Se sabe que en donde las
propiedades de fricción de la superficie limítrofe son muy bajas, tapones con un
espesor mayor que 500m han fallado. Determinar los esfuerzos de confinamiento
horizontal en el pilar corona es crítico para evaluar la estabilidad de una falla potencial
del tapón. La redistribución de los esfuerzos directamente sobre una abertura del
tajeo puede contribuir en la estabilidad del tapón; no obstante, la pérdida del esfuerzo
de confinamiento como resultado de las condiciones de agua subterránea o
intemperización del macizo rocoso puede producir una reducción del factor de
seguridad con el tiempo. El buzamiento de las discontinuidades limítrofes tiene un
fuerte efecto en el potencial de falla de tapón. Cuanto más empinadas sean las
discontinuidades, menor será la resistencia a la falla de tapón. Donde sea relevante
para las condiciones reales que se están analizando, todos estos aspectos se deben
evaluar en la presentación del documento de cierre.
Figura 4-2
4.1.3
Modo de Falla del Pilar Corona – Falla de Tapón
Desmoronamiento
El desmoronamiento puede ocurrir bajo las siguientes condiciones:
•
El esfuerzo tangencial dentro del macizo rocoso es insuficiente para proporcionar
confinamiento o sujeción para autosoporte,
•
Existen tres o más sistemas de diaclasas predominantes para crear bloques bien
definidos,
República del Perú
24
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Guía para el Evaluador
•
La intersección de los sistemas de diaclasas permite que se forme una cuña en el tajeo
que hace posible que el bloque caiga directamente dentro del tajeo,
•
La intersección de los sistemas de diaclasas permite que una cuña forme una abertura
en el tajeo, y permite que el bloque resultante se deslice dentro del tajeo en donde la
línea de intersección de los planos de diaclasas tienen un buzamiento más elevado que
el ángulo de fricción de los planos de diaclasas, y/o,
•
Altas presiones del agua o la degradación inducida por la acción de congelamientodescongelamiento genera la dislocación de material de roca dentro de la zona de pilar
corona
El desmoronamiento típicamente empieza en la superficie del tajeo y avanza en
sentido vertical hasta:
•
Se alcance una geometría de autosoporte donde el esfuerzo de confinamiento
compresivo es suficiente para evitar que los bloques caigan o se deslicen; o bien
•
A medida que la masa de rocosa se desmorona, el volumen de la masa de roca que ha
fallado se “esponja” y ocupa mayor volumen que en su estado original. Si el volumen
de roca esponjada rellena el espacio vacío subyacente disponible, el avance
ascendente de la falla se detendrá. El factor de esponjamiento depende de la
naturaleza del tipo de roca y se discute más adelante en la Sección 3.5.
Donde sea relevante para las condiciones reales que se están analizando, todos estos
aspectos deben evaluarse en la presentación del documento de cierre.
Figura 4-3
4.1.4
Modo de Falla del Pilar Corona – Desmoronamiento
Laminación
Un caso especial de desmoronamiento puede ocurrir si el límite del tajeo o el pilar
corona consta de estratos de roca delgada partida con facilidad (esquistos, rocas
sedimentarias metamórfica foliadas o sedimentarias laminadas). Debido a la delgadez
de los estratos, el esfuerzo de confinamiento de la roca quizá no sea suficiente o quizá
puede promover realmente la deslaminación de las intercalaciones de estratificación.
República del Perú
25
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Guía para el Evaluador
En el caso de algunos esquistos degradables, el desmoronamiento de las capas
también puede ocurrir bajo condiciones de humedad y sequedad.
En el caso de estratos horizontales, dicha deslaminación puede causar directamente el
desmoronamiento del pilar corona. En el caso de estratificación o foliación que tiene
posición paralela a las paredes laterales de tajeo, la deslaminación puede causar la
desestabilización de las paredes laterales, produciéndose un aumento del ancho del
pilar corona. Este aumento en el ancho del pilar corona entonces puede generar la
falla final de la corona. Donde sea relevante para las condiciones reales que se están
analizando, todos estos aspectos deben evaluarse en la presentación del documento
de cierre.
Figura 4-4
4.1.5
Modo de Falla del Pilar Corona –Laminación
Fallas de Estratos
Los yacimientos de mineral pueden ocurrir en depósitos sedimentarios o en
secuencias estratificadas como resultado de fallamiento o metamorfismo. A menudo
dichos depósitos estratificados están compuestos de secuencias de capas
intercaladas con propiedades geomecánicas similares, pero con una cohesión y
propiedades friccionales variables entre las capas. El desplazamiento de dichas
secuencias estratificadas en una operación minera puede inducirse por gravedad o en
condiciones de esfuerzos in-situ. La resistencia a la falla de los estratos rocosos se
moviliza por la resistencia de los estratos a la tensión, el esfuerzo cortante y
resistencia a la compresión. El confinamiento lateral de los estratos puede ser una
influencia estabilizadora, a menos que esfuerzos de confinamiento altos generen el
pandeo o la falla de los estratos individuales.
La falla de un macizo rocoso estratificado de manera sub-horizontal ocurre típicamente
por la falla progresiva de la operación de la mina hacia la superficie. A menudo el
avance de la falla de los estratos rocosos genera la disminución del ancho de la
cavidad con cada falla sucesiva de estrato, produciendo una superficie arqueada que
República del Perú
26
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Guía para el Evaluador
puede ejercer una influencia estabilizadora en el macizo rocoso. Donde sea relevante
para las condiciones reales que se están analizando, todos estos aspectos deben
evaluarse en la presentación del documento de cierre.
Figura 4-5
4.1.6
Modo de Falla del Pilar Corona – Falla de Estratos
Formación de Chimeneas
Como se describe en CANMET (2006), la desintegración por formación de chimenea
ocurre en roca débil con una baja cohesión, proporcionando una deficiente capacidad
de autosoporte. Esto podría incluir roca severamente alterada, esquistos sericíticos,
pizarra grafítica y/o zonas de corte u otras unidades débiles. Se han reportado
cohesiones menores de 0,2 MPa. La falla por formación de chimenea típicamente
genera una falla ascendente continua por gravedad a lo largo de las partes débiles del
macizo rocoso en extensiones limitadas. Si un macizo rocoso débil está limitado por
un macizo rocoso más resistente, una chimenea puede avanzar a lo largo del contacto
de los dos macizos rocosos. La falla por formación chimenea teóricamente puede
ocurrir a lo largo de los contactos donde el buzamiento del contacto es mayor que el
ángulo de fricción del material de la chimenea. Se sabe que las fallas por formación
de chimenea avanzan cientos de metros; sin embargo, también se sabe que se
República del Perú
27
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Guía para el Evaluador
detienen una vez que el terreno de la chimenea encuentra una unidad de roca más
fuerte. Donde sea relevante para las condiciones reales que se están analizando,
todos estos aspectos deben evaluarse en la presentación del documento de cierre.
Figura 4-6
4.1.7
Modo de Falla del Pilar Corona – Formación de Chimenea
Derrumbe
En algunas combinaciones de geometría, esfuerzos y resistencia del macizo rocoso, la
integridad del macizo rocoso puede comprometerse, produciéndose una falla y
movilización progresiva del macizo rocoso. Este concepto por lo regular se aplica a
operaciones mineras que emplean métodos de laboreo de hundimiento por bloques y
hundimiento por subniveles. Una situación similar ocurre con frecuencia sobre
paneles de laboreo por frentes largos en donde se espera que los estratos
superpuestos a la zona minera colapsen y se hundan durante la operación. Aunque la
ciencia y el mecanismo de degradación y fracturación inducida del macizo rocoso para
iniciar el hundimiento no están bien definidos, los enfoques empíricos que emplean
parámetros de control se usan de modo rutinario para planificar operaciones de
hundimiento en bloque.
Por lo general se acepta (CANMET, 2006, Brady y Brown, 1985) que las siguientes
condiciones generan el potencial para el hundimiento:
•
El macizo rocoso tiene un conjunto bien definido de discontinuidades persistentes
(incluyendo discontinuidades de bajo buzamiento) que forma bloques de una forma
consistente. La estructura rocosa más favorable es aquella en la que un conjunto de
discontinuidades de bajo buzamiento es interceptado por dos conjuntos de
discontinuidades de buzamiento elevado que proporcionan condiciones adecuadas
para el desplazamiento vertical de bloques
•
El tamaño de los bloques es relativamente pequeño en comparación al espacio
excavado subyacente
República del Perú
28
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•
La roca muestra ángulos de fricción bajos entre los bloques y resistencia a la
compresión de los bloques de roca
•
Bajos esfuerzos de confinamiento del terreno existen en la zona de arco potencial
•
El ancho es suficiente para inducir esfuerzo de tensión significativos en la zona bajo
corte del tajeo.
Donde sea relevante para las condiciones reales que se están analizando, todos estos
aspectos deben evaluarse en la presentación del documento de cierre.
Figura 4-7
4.2
Modo de Falla del Pilar Corona – Derrumbe
TIEMPO DE LAS FALLAS
De la observación general de estudios de casos de fallas (CANMET, 1990, 2006), se
ha determinado que una vez que se inicia la falla y no se inhibe modificando la
geometría de la masa rocosa, la mayor parte de los mecanismos de falla se
desarrollan en un tiempo relativamente corto, como se presenta en la Tabla 4-1.
Carter y Miller (1996), en el análisis de casos de estudio usados para derivar el
método de evaluación de estabilidad empírica del Ancho Crítico, hicieron algunas
observaciones amplias acerca de consideraciones de fallas dependientes del tiempo.
Se ha observado una ocurrencia bimodal de la falla. En un plazo de dos décadas a
partir del cierre de la mina, ha ocurrido aproximadamente el 50% de las fallas de
pilares coronas. Esto ha sido seguido por dos décadas en las cuales ha ocurrido
menos del 10% de los casos de falla de pilares corona. El 40% restante de los casos
de falla de pilares corona ocurrió en un plazo de cinco a ocho décadas después del
cierre. Los autores consideran que las fallas tempranas reflejan “defectos” de la masa
rocosa, mientras el resto se atribuye a efectos de “desgaste” por el deterioro de la
masa rocosa.
República del Perú
29
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Tabla 4-1
Velocidad de Avance de Fallas de Tajeos poco Profundos, Basada
en Estudios de Casos (CANMET, 2006)
Tipo de Falla
Tiempo Típico
Ruptura del pilar
Instantánea después de la fractura y caída
Falla de tapón
Instantánea una vez que se ha iniciado
Desmoronamiento
Varios metros al día a varios metros a la semana
Fallas de estratos
Un estrato al día a un estrato durante varios meses
Desintegración por formación de chimenea
Uno a veinte metros al día
Derrumbe por Bloques
Veinte a trescientos metros al día
Una vez que se ha iniciado una falla, el tiempo y el potencial para que la falla avance a
la superficie del basamento rocoso y que cause hundimiento superficial se rige por
factores tales como:
•
Espesor del pilar (que determinará la cantidad de tiempo que se necesitará para que la
falla se propague a la superficie),
•
El tamaño de bloque de roca que presenta falla (los bloques más grandes tienen el
potencial de formar arco y detener la falla),
•
El esponjamiento de la roca que presenta falla y el espacio vacío debajo de la corona
que está fallando (que determinará si el terreno que está cayendo se obstruirá a sí
mismo antes de llegar a la superficie, como se discute en la siguiente sección).
4.3
CONSIDERACIONES DE ESTABILIDAD
Para reducir el potencial de inestabilidad del pilar corona durante las fases de
planificación, desarrollo y cierre de una mina, se debe tomar en cuenta diversas
prácticas y consideraciones. Entre éstas se incluye:
•
La aplicación de soporte requerido para una corona tan pronto como sea posible
después de la excavación. Esto reducirá la posibilidad de que el macizo rocoso se
desestabilice con el tiempo, y ayudará a evitar que se inicie cualquier falla.
•
Si el espacio vacío directamente debajo de un pilar corona se puede reducir o eliminar
rellenándolo, esto puede limitar o eliminar el potencial de que avance la falla de un pilar
corona (Figura 4-8). A medida que se produce la falla en el terreno, éste típicamente “se
esponja” para ocupar más espacio del que ocupó in-situ. Esto se debe al espacio vacío
adicional dentro de la masa rocosa que ha caído. El factor de esponjamiento (volumen
colapsado/volumen in-situ) puede oscilar entre 1,05 y 1,4, dependiendo de la naturaleza
del suelo. Los factores de esponjamiento citados (Janelid y Kvapil, 1966) son como se
indica a continuación:
o
o
o
1,05 a 1,1 para flujo de macizo rocoso movilizado (hundimiento inducido)
1,4 para caídas de bloque dentro de un tajeo abierto (bloques de 0,3-0,7m, i.e.,
que abarcan la mayor parte de tipos de rocas diaclasadas)
1,1 to 1,2 para macizos de roca que se disintegran (como esquistos)
•
Si el material de relleno dentro de un banco es contenido por un tapón, se debe prestar
particular atención a la estabilidad de largo plazo del tapón para asegurar que no ocurra
la movilización del material de relleno, de lo contrario se puede iniciar el
desmoronamiento de la corona.
•
Una extensa serie en sentido lateral de labores mineras subterráneas cerca de la
superficie puede producir el destensionamiento del pilar corona.
República del Perú
30
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Guía para el Evaluador
•
Los esfuerzos naturales del terreno pueden variar notablemente de un lugar a otro. Los
análisis de estabilidad de preferencia deben realizarse usando esfuerzos de terreno
medidos para el lugar en cuestión. En ausencia de las mediciones, la evaluación del
estado de tensión puede realizarse usando métodos del índice de clasificación de macizo
rocoso (Barton et al. 1977, Kirsten 1988).
•
El soporte mecánico del terreno (pernos y cables de acero) se puede deteriorar con el
transcurso del tiempo. La evaluación de la estabilidad a largo plazo debe realizarse
asumiendo que no hay un soporte presente
•
Se debe usar una técnica de análisis apropiada para evaluar la estabilidad a largo plazo
de un pilar corona, en base a la complejidad de la geometría y geología y el mecanismo
de falla anticipado. Se puede usar técnicas empíricas para obtener un estimado
aproximado de la estabilidad del pilar corona. Se puede usar técnicas analíticas para
proporcionar factores de seguridad y probabilidades de falla para geometrías simples.
Se puede usar técnicas numéricas para analizar geometrías y condiciones geológicas
complejas. Una técnica de análisis única típicamente no es suficiente para obtener un
entendimiento completo de las condiciones de falla potencial a largo plazo de un pilar
corona. La recomendación sobre las técnicas de análisis y la interpretación y
certificación de los resultados deberán ser realizadas por un ingeniero geotécnico
calificado.
•
La evaluación de la estabilidad de un pilar corona se puede llevar a cabo para evaluar el
estado actual de la estabilidad en base a las condiciones presentes.
Otras
consideraciones para evaluar el potencial de deterioro futuro de las condiciones incluirán:
o
La escala de tiempo anticipada de diversos mecanismos de falla
o
Condiciones inherentes del macizo rocoso
o
Pérdida de esfuerzo cortante de las discontinuidades
o
Alteración de la roca
o
Oxidación de sulfuros de hierro diseminados
o
Espesor del pilar corona
o
Tamaño de los bloques de roca
o
Espacio vacío disponible
Figura 4-8
Modo de Falla del Pilar Corona – El Esponjamiento Detiene la Falla
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31
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4.4
MÉTODOS DE ANÁLISIS
Los siguientes métodos de análisis de la estabilidad del pilar corona están disponibles
en la actualidad:
4.4.1
(i)
métodos empíricos – ya sea enfoques de reglas generales, o
evaluaciones más cuantitativas basadas en clasificaciones descriptivas
del macizo rocoso,
(ii)
enfoques de evaluación analítica - usando formulaciones para vigas,
placas y similares, y
(iii)
simulaciones numéricas
computarizado.
–
usando
métodos
de
modelamiento
Métodos Empíricos
Históricamente se han utilizado enfoques de diseño empíricos, basados en la práctica
precedente, para optimizar las dimensiones de un pilar corona seguro. Más
recientemente, los procedimientos de clasificación de macizo rocoso han ganado
importancia como método racional para categorizar la estabilidad de los pilares
superficiales en base a consideraciones de las propiedades del macizo rocoso,
incluyendo condiciones de discontinuidades geológicas, efectos del agua subterránea
y esfuerzos. Un método desarrollado para comparar la evaluación geotécnica del
macizo rocoso de un pilar corona con las dimensiones geométricas del pilar es el
Método del Ancho Escalado.
Método del Ancho Escalado
El método del ancho escalado fue desarrollado por Golder Associates en un Proyecto
para CANMET (1990). Un análisis retrospectivo de más de 230 casos de estudio de
tajeos poco profundos, incluyendo 32 fallas, fue utilizado para desarrollar una línea
más precisa para separar los casos fallidos de los no fallidos (Figura 4-9). El método
del Ancho Escalado considera parámetros como el ancho del pilar, la relación entre el
ancho y la longitud del pilar, el espesor del pilar, el buzamiento del cuerpo mineral o de
la foliación, y la gravedad específica del macizo rocoso para normalizar los distintos
componentes de modo que se puedan hacer comparaciones.
El cálculo es como se indica a continuación:
c
S
γ
⎫
⎧
=⎨
⎬
⎩ T [(1 + S R )(1 − 0.4 cos θ )]⎭
0.5
donde;
Cs
S
γ
Sr
θ
T
=
=
=
=
=
=
ancho escalado en metros
ancho real del pilar corona en metros
densidad del macizo rocoso en gr/cm3
relación del ancho/longitud del pilar corona
buzamiento del cuerpo mineral o foliación (grados)
espesor del pilar corona en metros
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32
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El Ancho Escalado luego se compara con el cálculo del ancho crítico, en donde:
S c = 3.3Q 0.43 (senh (Q ))
0.016
donde:
Sc
Q
= ancho crítico en metros
= valor NGI-Q
Si el ancho escalado es mayor que el ancho crítico, el macizo rocoso se considera
estable y viceversa. La aplicación de este método de análisis se toma por lo general
como el punto de inicio para una evaluación integral de la estabilidad de un pilar
corona y, por ende, se debe usar junto con análisis de modelamiento analítico o
numérico para confirmar los hallazgos.
Junto con esta guía se proporciona una hoja de cálculo1 que explica el Método de
Ancho Crítico. Un ejemplo del análisis en formato Excel se incluye en el Anexo C.
Figura 4-9
Gráfico del Ancho Escalado de Pilares Corona
1
Disponible en el portal electrónico del Ministerio de Energía y Minas:
http://www.minem.gob.pe/dgaam/normas_tecdisamb.asp
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33
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4.4.2
Evaluación Analítica
Las evaluaciones analíticas que se pueden usar para evaluar la estabilidad del pilar
corona se basan en la presunción de que un pilar corona se comporta como un
miembro continuo (como una viga o placa, Figura 4-10), o como un ensamble de
elementos estructurales discretos (bloques de dovela, Figura 4-11).
Hay varias fórmulas disponibles en los textos de ingeniería civil y estructural que
permiten el análisis de estos tipos de modelos estructurales. En general, estas
fórmulas han sido desarrolladas para el análisis de mampostería o estructuras de
concreto u otros materiales artificiales isotrópicos homogéneos. Por lo tanto, estos
análisis deben usarse con precaución para la mayoría de las aplicaciones en mecánica
de rocas. Típicamente se requiere de sobre simplificar geometría, así como de las
características mecánicas del macizo rocoso para su aplicación.
En esta guía se proporcionan hojas de cálculo que describen diversas técnicas
analíticas de evaluación de estabilidad. Un ejemplo de este enfoque se incluye en el
Anexo C.
Un programa de evaluación de estabilidad de pilar corona comercial desarrollado por
la Universidad de Toronto y comercializado por RocScience (2005) está disponible
para un número limitado de casos de estabilidad analítica. Este programa también
lleva a cabo la evaluación probabilística para el mismo análisis.
Figura 4-10 Ejemplo de Modo de Falla de Placa Rectangular
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34
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Guía para el Evaluador
Figura 4-11 Ejemplo de Modelo de Viga de Dovela
4.4.3
Procedimientos Numéricos
Un análisis simple del esfuerzo elástico, incluso para geometrías complejas, se realiza
de modo relativamente fácil con la mayoría de los códigos disponibles (como los que
se basan en elementos de contorno/ elementos de contorno híbridos / elementos
finitos o formulaciones de elementos finitos o diferencias finitas). Sin embargo, cuando
se intenta modelar el comportamiento posterior a la falla de los pilares de corona
superficiales de forma geométrica complicada, la capacidad de los códigos disponibles
es limitada, y en muchos casos, los resultados son muy sensibles a la elección de
parámetros de entrada y la exactitud de la geometría de modelo.
Además, deformaciones muy grandes e incluso desplazamientos de bloques
significativos ocurren en un número grande de situaciones de colapso de pilar corona,
antes de la falla real. Por lo tanto, resulta esencial que se usen los códigos de
computación apropiados; de lo contrario se pueden obtener resultados sesgados. En
la actualidad, tres códigos de computación se encuentran disponibles en el mercado
para modelar desplazamientos grandes. Estos códigos son: (i) FLAC (Fast
Lagrangian Analysis of Continuum, un código bidireccional) , (ii) FLAC3-D (un código
tridimensional) y (iii) UDEC (Universal Distinct Element Code, un código
bidimensional), que pueden proporcionar soluciones elásticas, procesos posteriores a
la falla del modelo y calcular los esfuerzos y desplazamientos asociados. En el caso
de UDEC, también se pueden modelar movimientos grandes entre bloques.
Además, se sabe que en algunas situaciones de pilar corona, la estabilidad de la
corona se ve influenciada notablemente por efectos geométricos tridimensionales
complejos.
En dichas situaciones, resulta poco realista analizar el problema
simplemente en dos dimensiones. No obstante, en el estado actual de la técnica,
muchos programas de cómputo para el análisis de esfuerzos tridimensionales son
difíciles de utilizar para hacer más que un simple examen de las condiciones de
esfuerzos tridimensionales alrededor de una geometría de corona compleja. Incluso
para situaciones geológicas y geométricas relativamente simples, crear una malla de
elementos de una red de elementos finitos para modelado tridimensional puede ser
caro y demandar tiempo. Se puede aplicar Map3D, FLAC3-D, 3DEC y Plaxis.
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35
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La Tabla 4-2 proporciona una comparación de las ventajas y desventajas de diversos
métodos numéricos aplicables a la evaluación de la estabilidad del pilar corona. El
Anexo D incluye breves descripciones de algunos programas de computador
disponibles en el mercado.
Tabla 4-2
Método
Numérico
Ejemplo de
Software
Comercial
Comparación de las Ventajas y Desventajas de Diversos Modelos
Numéricos Disponibles
Análisis de
Elementos
Finitos/
Diferencias
Finitas 3-D
Análisis de
Elementos de
Contorno 3-D
Análisis de
Elemento
Distintos 2-D
UDEC
Análisis de
Elementos
Finitos /
Diferencias
Finitas 2-D
Flac3D,
Examine 3D,
ABAQUS
Map 3D
FLAC
Phase2
Modela
geometrías
complicadas.
Análisis no lineal
(FLAC permite
una deformación
grande).
Análisis de
Elementos de
Contorno 2-D
EXAMINE
PLAXIS
Ventajas
Permite el
análisis
tridimensional
de geometrías
de mina.
Buen producto
gráfico.
Análisis no
lineal.
El modelo
puede
adaptarse a
parámetros de
diferentes
materiales.
Desventaja
s
Difícil de
determinar
modelo y
malla.
Se requiere
operador
experimentado
.
Buena
herramienta
para estudios
paramétricos.
Buen producto
gráfico.
Map 3D permite
materiales
múltiples.
Sólo modelo
elástico.
Se requiere
operador
experimentado.
Permite
análisis
estructural/de
tensión.
Permite
desplazamient
os grandes.
Característica
s de roca y
junta no lineal.
Se requiere
uso
prolongado de
computadora.
Se requiere
operador
experimentad
o.
Modela
geometrías
complicadas de
manera fácil y
rápida.
Buen producto
gráfico.
El modelo
puede adaptarse
a parámetros de
diferentes
materiales.
Generador de
malla
automático.
Buena
herramienta para
estudios
paramétricos.
Buen producto
gráfico.
Se requiere uso
prolongado de
computadora.
Aplicable sólo a
problemas
bidimensionales.
Aplicable sólo a
problemas
bidimensionales.
Sólo modelo
homogéneo y
elástico.
Se requiere
operador
experimentado.
Sólo modelo
homogéneo y
elástico.
Software
basado en
ingeniería
estructural no
diseñado para
problemas
geotécnicos.
Se requiere
uso
prolongado de
computadora.
República del Perú
36
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4.4.4
Cómo Escoger el Método de Análisis Apropiado
El análisis de cada pilar corona es único debido a las variaciones en la geometría,
geología y modo(s) potencial(es) de falla del pilar. Se recomienda que luego de la
clasificación del macizo rocoso, los potencial(es) modelos de falla aplicable(s) sean
analizados y se elijan los métodos de análisis apropiados para determinar la
estabilidad de la corona. La Tabla 2-1 ha sido presentada previamente para contribuir
en el proceso de selección. Si resulta apropiado, los métodos empíricos pueden
ofrecer una indicación aproximada de la estabilidad de un pilar corona. Dependiendo
de la confiabilidad de la geometría, la información geológica y la evaluación de los
modos de falla potenciales para el pilar corona, se podría usar un método analítico, si
fuera apropiado, para confirmar los resultados empíricos. Si el análisis empírico indica
un caso de estabilidad límite, entonces se debe usar ul modelo analítico y/o numérico
según sea apropiado para confirmar la estabilidad del pilar corona. Los métodos
sugeridos deben considerarse sólo como una guía, y el proponente no debe descartar
la aplicación de técnicas de análisis adicionales según sea apropiado para la
evaluación de la estabilidad.
4.5
MEDIDAS CORRECTIVAS
Las medidas correctivas requeridas se determinarían luego de la evaluación de los
resultados de los análisis de la estabilidad del pilar corona y las labores mineras
cercanas a la superficie y la evaluación de las consecuencias de la falla del pilar
corona. Las medidas correctivas pueden variar desde ninguna acción hasta llenar
espacios vacíos amplios con relleno cementado, lo que podría implicar un gasto
considerable.
La remediación, de ser requerida, podría involucrar uno o más de los siguientes
enfoques:
•
cercado del área para evitar el acceso
•
colocación de una capa superior de concreto tipo tablero de puente (Figura 4-12)
•
reforzamiento de la corona mediante concreto compactado a rodillo (Figura 4-13)
•
reforzamiento de la corona mediante concreto estructural subyacente (Figura 4-14)
•
relleno por gravedad convencional
•
relleno neumático, y/o
•
relleno hidráulico
El cercado de un área peligrosa es la opción menos recomendable para una solución a
largo plazo. El cerco requiere monitoreo y mantenimiento de manera continua para
asegurar que el público no tenga acceso. Asimismo, el terreno comprendido en el
área cercada no estará disponible para su uso alterno público o comercial. El cercado
a menudo se usa como alternativa intermedia hasta que se pueda implementar una
solución permanente. El cercado puede ser la única alternativa para aislar la zona
potencialmente peligrosa del público cuando el área es demasiado grande o no puede
ser definida con suficiente certeza para implementar una medida correctiva alternativa.
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37
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Figura 4-12 Ejemplo de Losa de Concreto de Tipo “Tablero de Puente”
Figura 4-13 Ejemplo de Refuerzo de Corona mediante Concreto Compactado a
Rodillo
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38
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Figura 4-14 Ejemplo de Refuerzo de Pilar Corona mediante Concreto Estructural
En el caso de coronas de macizos rocosos incompetentes o de zonas de coronas
falladas, podría ser suficiente y apropiado construir simplemente una loza de concreto
reforzado que se extienda sobre la corona, o el espacio vacío de la corona, con
apoyos formados en los rebordes de la excavación minera original (análogo a un
puente con base de apoyo en roca sólida). Alternativamente, si la zona de corona del
macizo rocoso aún permanece en el lugar, pero no tiene el espesor o la resistencia
adecuados, podría ser apropiado aumentar el espesor del pilar corona con concreto
estructural, colocado debajo del arco de la corona para aumentar la estabilidad general
de la zona de la corona. En este tipo de situación, se requiere cierto tipo de encofrado
en el tajeo abierto debajo de la corona, requiriendo acceso al tajeo.
Se debe enfatizar que en el caso de cualquier trabajo correctivo realizado cerca de
terreno potencialmente inestable, el contratista debe estar totalmente informado de los
peligros del lugar e implementar un plan de salud y seguridad que protega a sus
trabajadores, sus clientes y al público de cualquier peligro posible en el caso de una
falla repentina.
Cuando el pilar corona aún está en su lugar y es lo suficientemente íntegro como para
aceptar la colocación de concreto en la parte superior, y los apoyos de roca para la
corona del tajeo son competentes, se puede formar un arco estructural independiente
de la corona, colocando relleno cementado sobre la corona (e.g., relleno de concreto
compactado a rodillo). Sin embargo, la geometría de la corona y material de cobertura
deben ser tales que exista suficiente altura sobre la corona para permitir la colocación
de un relleno de suficiente profundidad para que se produzca el arqueamiento.
El reemplazo o refuerzo estructural de la zona de la corona, como se ha escrito líneas
arriba, se puede usar para crear un pilar corona o viga competente nueva a través de
labores mineras abandonadas. Cuando existen otros problemas de estabilidad de
macizos rocosos que podrían originar mayor desestabilización de la corona, estos
tipos de solución quizá no sean suficientes. En muchas situaciones, también se debe
proporcionar apoyo a las paredes laterales de las aberturas tanto como a las coronas.
República del Perú
39
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En muchos casos, el relleno completo de la abertura se convierte en el método más
apropiado de remediación.
El relleno completo puede lograrse de varias maneras, dependiendo de la geometría
de la mina y el acceso a las aberturas que se van a rellenar. Las técnicas pueden
variar desde los métodos de lechada de consolidación y procedimientos de colocación
por gravedad simples con relleno introducido por barrenos perforados en las labores
mineras, hasta la colocación hidráulica y neumática de rellenos puros y/o cementados
a menudo transportados por distancias considerables.
En el caso de un pilar corona delgado o, de lo contrario, potencialmente instable,
superpuesto a labores inundadas en donde existe un nivel freático alto, una alternativa
puede ser retirar el peligro destruyendo el pilar corona con explosivos, dejándolo caer
hacia abajo, al espacio relleno de agua, siempre que el acto de retirar la corona no
cause mayor deterioro de las paredes laterales de tajeo subyacente. Si fuera
apropiado, la abertura rellena con agua se puede convertir en un lugar de recreación.
Se debe asegurar que la abertura resultante contenga paredes inclinada para permitir
la salida si ocurriera una entrada inadvertida. La estabilidad del espacio vacío restante
deberá evaluarse para asegurar que el retiro de la corona no ocasione mayor
desestabilización de las paredes laterales de banco, produciendo peligros adicionales.
Una vez que la información adecuada está disponible para la categorización del modo
de falla potencial y la competencia del resto de la roca, y se conoce información
suficiente sobre la geometría y practicabilidad y seguridad del acceso a la abertura de
la mina, es posible elegir la medida de remediación más apropiada. Una matriz de
diversas técnicas de construcción para la remediación de pilares corona
potencialmente inestables ha sido presentada anteriormente en la Tabla 2-2.
4.6
POTENCIAL DE HUNDIMIENTO
Históricamente, el hundimiento ha sido ampliamente asociado con depósitos tabulares
dispuestos en planos. No obstante, pueden desarrollarse problemas de hundimiento
superficial en cualquier forma de laboreo o tunelización dada una combinación adversa
de factores geológicos y geotécnicos. El hundimiento puede ser intencional y
planificado durante la vida de la mina o puede ser no intencional, y podría ocurrir años
después del cierre de la mina debido a colapso de los pilares de soporte o de otros
factores.
El hundimiento se puede manifestar de varias formas. Puede presentarse como una
reducción y flexión de la superficie sin daño superficial obvio, puesto que se asocia
típicamente con el laboreo de frentes largos de mantos de carbón (aunque a menudo
ocurren daños a edificios e infraestructura). O, como resultado del laboreo por
hundimiento por bloques, se pueden formar cráteres bien definidos en la superficie. El
hundimiento también puede ocurrir (a veces de improviso) debido a efectos indirectos
del laboreo como la formación de sumideros en formaciones de rocas carbonatadas,
debido a la reducción del nivel freático por drenaje de la mina o debido al colapso de
zonas de la corona debido a la removilización de rellenos de soporte como resultado
del colapso de tabiques de relleno en respuesta a cambios en los niveles/condiciones
de agua subterránea.
República del Perú
40
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4.6.1
Predicción del Hundimiento
La mayoría de los modelos de predicción de hundimiento han sido desarrollados para
el caso de laboreo de mantos de carbón bajo métodos de laboreo que emplean
porcentajes altos de extracción.
Los métodos tempranos de predicción de
hundimiento fueron simples y empíricos en su naturaleza.
En la actualidad hay tres técnicas fundamentales para la predicción del hundimiento:
(i)
Métodos Empíricos
(ii) Métodos Funcionales
(iii) Métodos Analíticos
Cada uno de estos métodos se describe brevemente a continuación.
Métodos Empíricos
Los métodos empíricos se han derivado en general para adaptarse al comportamiento
durante un periodo de tiempo largo del terreno dentro de una región particular. La
mayor parte de la aplicación de estas técnicas requiere la comparación con una base
de datos grande que generalmente consiste en datos dimensionales precisos acerca
de geometrías de hundimientos anteriores. Los modelos de predicción por lo general
no se basan en ninguna teoría matemática o física. Los parámetros físicos se
analizan, y las curvas empíricas se derivan para extrapolación posterior.
Además de la base de datos grande y el tiempo prologado que se necesita para
desarrollar un modelo exacto, los modelos empíricos comúnmente son inflexibles y
pueden manejar sólo geometría simple. Los métodos empíricos por lo general se usan
para predecir el hundimiento que se genera por operaciones de laboreo de frentes
largos. Aunque los conceptos se pueden trasladar a otros casos, se ha descubierto
que muchos de estos modelos empíricos son aplicables sólo a la región específica o a
áreas en donde existe una geología similar, de modo que son aplicables parámetros
similares. Por ejemplo, intentos de aplicar el reconocido enfoque empírico británico
(NCB) para algunos de los depósitos de carbón estructuralmente más complejos y/o
más jóvenes de diversas regiones de los Estados Unidos, Indonesia y Australia, no
han sido particularmente exitosos.
Referencias
1)
2)
3)
National Coal Board, UK Subsidence Engineer's Handbook (1975).
Goel and Page, CH. An Empirical Method for Predicting the Probability of
Chimney Cave Occurrence over a Mining Area. Int. J. Rock Mech. Min. Sci.
and Geomech. Abstr. Vol 19 (1982) Pergamon.
Hoek, E. Progressive Caving Induced by Mining of an Inclined Orebody.
Trans. IMM V83 A133-9 (1974).
Métodos Funcionales
Los métodos funcionales se basan en las funciones de influencia que describen el
nivel de influencia ejercida en la superficie por elementos infinitesimales del área de
extracción. Se utiliza una función continua para representar el efecto que tiene un
elemento extraído en el hundimiento de un punto superficial, y se integra esta función
República del Perú
41
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de influencia sobre todos los elementos extraídos en la zona de influencia para
determinar el hundimiento.
Los métodos funcionales pueden aplicarse a geometrías complicadas, lo cual les da
una gran ventaja sobre los modelos empíricos. Sin embargo, la técnica de usar
funciones de influencia para predecir el hundimiento tiende a sobreestimar el
hundimiento directamente sobre el borde de la excavación. La solución a este
problema es crítica para la predicción de hundimiento, en especial en casos de
cámaras. Los modelos más grandes y complicados requieren el uso de grandes
tiempos de costoso cálculo computarizado y de personal especializado.
Algunos métodos desarrollados incluyen:
•
Método de Función de Influencia Complementaria
o
Sutherland, H.J. and Munson, D.E. 1982. "Complementary Influence Functions
for Predicting Subsidence Caused by Mining. Proc. 26th U.S. Symp. on Rock
Mech.
•
Método de Área Zoneada
o
Steed, C., Bawden, W.F., Coode, A.M. and Motahead, P., 1985. "Subsidence
Prediction for Saskatchewan Potash Mines Proc. 26th U.S. Symposium on Rock
Mechanics.
•
Predicción de Hundimiento e Identificación del Sistema (Subsidency Prediction and
System Identification, SPASID)
o
SPASID es un programa de computación para predecir el movimiento del suelo
debido a laboreo subterráneo desarrollado por Kursalaas y Albert en la
Universidad Estatal de Pensilvania en 1983.
Métodos Analíticos
Los métodos analíticos emplean teorías mecánicas para derivar información acerca
del movimiento de terreno. Para simplificar la complejidad matemática del problema, el
macizo rocoso a menudo se considera un medio continuo. Esto asume que todo el
bloque se mantiene junto por fuerzas cohesivas, de tal manera que el macizo rocoso
se deforma como una unidad y tiene propiedades idénticas en general. En algunos
casos, los medios discontinuos, como los macizos de roca fuertemente fracturados o
con fallas pueden ser modelados usando ensambles de vigas en capas, cubos,
prismas, etc., o de canto rodado o bloques de piedras no cohesivos. Se puede
comparar la extensión del macizo rocoso con un espacio semi-infinito que está limitado
en una dirección por la superficie de tierra y se extiende sin límites en todas las demás
direcciones.
Numerosos modelos estocásticos, elásticos y plásticos han sido publicados. Aunque
no son realmente representativos del comportamiento real del suelo, son útiles para
simulaciones cualitativas.
El modelamiento con métodos finitos se ha vuelto cada vez más popular. Los métodos
finitos incluyen técnicas de elementos finitos, elementos de borde y diferencias finitas.
Los métodos finitos recrean matemáticamente las condiciones de esfuerzo presentes
bajo condiciones de laboreo y geológicas específicas. La ventaja más importante de
los métodos finitos es el hecho de que no están limitados por el tipo de modelo que se
va a estudiar. Puesto que cualquier tipo de comportamiento geológico puede ser
incorporado en el análisis, los métodos finitos son especialmente adecuados para el
estudio de problemas de hundimiento que implican aberturas subterráneas múltiples y
República del Perú
42
Ministerio de Energía y Minas
Guía para el Evaluador
geología compleja. Los métodos de elementos finitos parecen ser el método de
elección en la mayoría de programas de computador para el modelamiento de la
predicción de hundimientos más recientes, ya que son los más flexibles de los tres
métodos principales.
República del Perú
43
Ministerio de Energía y Minas
Referencias
5.
REFERENCIAS
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República del Perú
45
Ministerio de Energía y Minas
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República del Perú
46
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Anexo A
Caracterización de Suelos
República del Perú
47
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Sección .................................................................................................................Página
A1.
Introducción....................................................................................................... 51
A2.
Pruebas de índices de clasificación ................................................................ 51
A2.1 Distribución del Tamaño de Partículas ................................................. 51
A2.2 Contenidos de Agua y Límites de Atterberg ........................................ 53
A2.3 Densidad y Relaciones de Fase............................................................. 54
A3.
Investigación del sitio....................................................................................... 55
A3.1 Ensayo de Penetración Estándar .......................................................... 55
A3.2 Prueba de Corte de Veleta...................................................................... 56
A3.3 Identificación de Campo......................................................................... 57
A3.3.1 Suelos no cohesivos................................................................................. 57
A3.3.2 Suelos Cohesivos..................................................................................... 58
A4.
Prueba de Resistencia al Corte en Laboratorio.............................................. 58
A5.
Principios de Mecánica de Suelos................................................................... 59
A5.1 Esfuerzo Efectivo .................................................................................... 59
A5.2 Resistencia al Corte ................................................................................ 60
A5.3 Sensibilidad de las Arcillas .................................................................... 60
A6.
Licuefacción y Arcillas Sensitivas................................................................... 61
A6.1 Licuefacción de Suelos No Cohesivos ................................................. 61
A6.2 Licuefacción de Suelos Cohesivos ....................................................... 62
A6.3 Arcilla Sensitivas .................................................................................... 62
A7.
Compactación.................................................................................................... 64
A7.1 Control de la Humedad ........................................................................... 64
A7.2 Control de la compactación ................................................................... 65
A8.
Referencias ........................................................................................................ 66
LISTA DE TABLAS
Tabla A1
Tabla A2
Tabla A3
Tabla A4
Definición de los Componentes del Suelo (Golder 1993) .......................... 52
Derivación Simple de las Relaciones de Fase Básica ............................... 54
Densidad Relativa de los Suelos sin Cohesión (Golder 1993) .................. 57
Consistencia de Suelos Cohesivos (Golder 1993)..................................... 58
LISTA DE FIGURAS
Figura A1 Diagrama de Plasticidad de Acuerdo con los Límites Líquido y
Plástico de los Suelos de Grano Fino (ASTM D-4318).............................. 54
Figura A2 Recomendaciones del NCEER Respecto a los Tipos de Suelo
Cohesivo Potencialmente Licuables (Seed 2003) ..................................... 63
República del Perú
49
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
A1.
INTRODUCCIÓN
Este anexo trata sobre la caracterización del suelo o de la roca degradada como suelo
de cobertura. También se analiza el concepto de suelos licuables y arcillas sensitivas.
Asimismo, en este documento se presentan los criterios para identificar estos
materiales.
El proponente del diseño del pilar corona y/o del tapón debe conocer las
características del suelo de la mina que se encuentra en investigación y recopilar
información suficiente para sustentar el análisis de estabilidad.
La caracterización del suelo debe cumplir con los siguientes estándares, o
equivalentes, aceptados por la Dirección General de Asuntos Ambientales Mineros
(DGAAM):
ASTM D 1586-84
Método estándar para el ensayo de penetración estándar y
muestreo de suelos con caña partida
ASTM D 2488-90
Prácticas estándar para la descripción e identificación de suelos
ASTM D 2487-90
Método estándar para la clasificación de suelos con fines de
ingeniería
ASTM D 2573-72
Método de prueba estándar para el ensayo de campo de corte
de veleta
Para el diseño del pilar corona y el tapón construidos para controlar el potencial flujo
de lodo originado por la falla del pilar corona, el proponente debe proporcionar
información sobre el material de cobertura presentado en la Sección 2-4 (apartado 2)
del texto principal de esta guía.
A2.
PRUEBAS DE ÍNDICES DE CLASIFICACIÓN
Las pruebas de índices de clasificación se llevan a cabo de manera rutinaria para
caracterizar los materiales del suelo. Estas pruebas comprenden lo siguiente:
•
•
•
•
A2.1
Distribución del tamaño de partículas
Límites de Atterberg para definir la plasticidad
Contenido de humedad
Densidad
DISTRIBUCIÓN DEL TAMAÑO DE PARTÍCULAS
El análisis del tamaño de partícula de un suelo consiste en determinar el porcentaje de
partículas por masa en diferentes rangos de tamaño. Estos rangos establecen los
distintos componentes de un suelo, entre los cuales se pueden encontrar (de mayor a
menor) bloques, boleos, grava, arena, limo y arcilla. Los componentes variables de
suelo en relación con el tamaño de grano están caracterizados por el Sistema
República del Perú
51
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Unificado de Clasificación de Suelos (ASTM 2488-90). En la Tabla A1 se presenta un
resumen de los componentes constituyentes del suelo y su tamaño.
El análisis de distribución del tamaño de partículas se realiza pasando el material por
tamices de diferentes tamaños. Para el material de grano muy fino (< 75 µm), se
requieren pruebas hidrométricas para caracterizar los componentes finos como limo o
arcilla.
Un suelo de grano grueso se considera bien graduado si no hay exceso de partículas
en ningún rango de tamaño. Esto reduce la cantidad de espacios vacíos entre
partículas y permite un incremento de densidad, mayor potencial de compactación y
menor permeabilidad del suelo. Un suelo mal graduado contiene partículas de tamaño
excesivamente grande o pequeño, o una combinación de ambos. El resultado es un
contenido con alto número de vacíos, lo que origina una baja densidad, compactación
pobre y alta permeabilidad. La pendiente y forma generales de la distribución del
tamaño de partícula se pueden describir por el coeficiente de uniformidad (Cu) según
la siguiente relación:
Cu =
D60
D10
(A1)
donde D60 se refiere al tamaño de la partícula tal que el 60% del total de partículas son
más pequeñas que dicho tamaño, y D10 se refiere al tamaño tal que el 10% del total de
partículas son más pequeñas que dicho tamaño.
La grava bien graduada tiene un Cu mayor que 4, y la arena bien graduada tiene un
Cu mayor que 6.
Tabla A1
Definición de los Componentes del Suelo (Golder 1993)
Grupo de Suelos
No cohesivos
Componente
Bloques
Boleos
Grava Gruesa
Grava Fina
Arena Gruesa
Arena Mediana
Arena Fina
Limo
Limo Arcilloso o
Limo
Cohesivos
Arcilla Limosa
Arcilla
Plasticidad
No plástico
No plástico
El índice de plasticidad se ubica
2
bajo la Linea ‘A’; límite líquido
menor que 30 aprox.
El índice de plasticidad se ubica
2
sobre la Linea ‘A’; límite líquido
menor que 50
El índice de plasticidad se ubica
sobre la Linea2 ‘A’; límite líquido
mayor que 50
Rango de Tamaños
de Partícula (mm)
> 300
300 - 75
75 - 19
19 - 4,75
4,75 - 2,00
2,00 - 0,425
0,425 - 0,075
0,075 - 0,002
< 0,075*
< 0,075*
< 0,002*
1
Los rangos del tamaño de grano están basados en los límites del Sistema de Clasificación Unificado de Suelos,
según lo establecido en ASTM D 2488-90.
Véase la Figura A1.
* Los tamaños de partícula obtenidos mediante la distribución del tamaño de grano indican el elemento constituyente
del suelo. Si el material se comporta como arcilla, arcilla limosa, limo arcilloso o limo, esto depende de la
plasticidad obtenida por medio de los límites de Atterberg.
2
República del Perú
52
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
A2.2
CONTENIDOS DE AGUA Y LÍMITES DE ATTERBERG
El suelo existe en tres estados: sólido/semi-sólido, plástico o líquido. La plasticidad es
la capacidad que tienen los suelos de grano fino para sufrir una deformación no
recuperable a un volumen constante sin agrietarse o desmoronarse. La plasticidad
está controlada principalmente por el contenido natural de agua (w) del suelo, que se
define de la siguiente manera:
w=
Mw
Ms
(A2)
donde Mw es la masa total de agua en la muestra, y Ms es la masa de sólidos secos en
la muestra.
Entre los contenidos habituales de agua saturada de los suelos se encuentran
(Golder 2004):
Arena: w = 2 a 15 %
Limo: w = 10 a 30 %
Arcilla: w = 20 a 100 %
El contenido de agua en el cual el suelo pasa de comportamiento sólido a plástico es
el límite plástico (wP) y el contenido de agua en el cual el suelo pasa de
comportamiento plástico a líquido se denomina límite líquido (wL). El rango de
plasticidad del contenido de agua se denomina índice de plasticidad (IP) según el cual:
I P (%) = w L − w P
(A3)
El contenido de agua natural del suelo en relación con los límites líquido y plástico se
puede representar por el índice de liquidez (IL):
I L (%) =
w − wP
IP
(A4)
Los límites plástico y líquido se conocen como límites de Atterberg, y la prueba
apropiada está definida por la norma ASTM D-4318.
El índice de plasticidad se traza en función del límite líquido para los suelos de grano
fino en relación con la Línea-A y el límite líquido (wL) de 50%, según se describe en la
Figura A1, para definir el grado de plasticidad.
República del Perú
53
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Figura A1
A2.3
Diagrama de Plasticidad de Acuerdo con los Límites Líquido y
Plástico de los Suelos de Grano Fino (ASTM D-4318)
DENSIDAD Y RELACIONES DE FASE
Un espacio vacío de suelo puede incluir aire, agua (líquidos), o ambos. La
combinación de estos elementos constituyentes se denomina la ‘fase’ del suelo. En la
Tabla A2 se presentan varias fórmulas de relación de fase, las cuales se pueden
utilizar para determinar la proporción de vacíos en el suelo, saturación, densidad seca
y la densidad en masa con base en la masa, volumen y la gravedad específica de los
elementos constituyentes del suelo.
Tabla A2
Derivación Simple de las Relaciones de Fase Básica
Supongamos que:
Vv
Vacíose
Voids,
•
Volumen de vacíos (Vv)
•
Volumen de sólidos (Vs)
•
Masa de agua (Mw) = SrVvρw
•
Donde
Vt
Vs
Partículas
Solid
Particles, s
ρw = densidad del agua (kg/m3)
sólidas (s)
Gs = gravedad específica de sólidos
Grado de saturación (vol. agua/vol. vacíos)
República del Perú
Masa de sólidos (Ms) = VsGsρw
Sr = grado de saturación
54
Sr =
Vw
(Sr = 1 para suelos saturados)
Vv
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Relación de vacíos (vol.vacíos/vol.sólidos)
e=
Vv
ó e = wG s si Sr = 1
Vs
Porosidad (vol. vacíos/ vol.total)
n=
Vv
V
ó n = w , si Sr = 1
Vt
Vt
Densidad seca (masa de sólidos/ vol.total)
ρd =
Ms
G
= s ρw
Vt
1+ e
Densidad total (masa total/vol. total)
ρt =
M t G s (1 + w)
G + Sre
=
ρw = s
ρw
Vt
1+ e
1+ e
Peso unitario seco total (peso sólid./vol.total)
γ d = ρd g =
Peso unitario total (peso total/ vol.total)
γ t = ρt g =
A3.
Gs
γw
1+ e
G s (1 + w)
G + Sre
γw = s
γw
1+ e
1+ e
INVESTIGACIÓN DEL SITIO
Existen dos métodos estándar que son particularmente útiles para recopilar
información in situ sobre las propiedades de resistencia del suelo durante la
investigación del sitio. Entre ellos se encuentran:
•
Prueba de penetración estándar
•
Prueba de corte de veleta
Estas pruebas deben cumplir con los siguientes procedimientos estándar ASTM, o
equivalentes reconocidos por la DGAAM:
A3.1
ASTM D 1586-84
Método estándar para el ensayo de penetración estándar
y muestreo de suelos con caña partida
ASTM D 2573-72
Método de prueba estándar para el ensayo de corte de
veleta en suelos cohesivos
ENSAYO DE PENETRACIÓN ESTÁNDAR
El Ensayo de Penetración Estándar (SPT, siglas en inglés) se utiliza para evaluar la
densidad relativa de un depósito de suelo. Utilizando un aparato de muestreo de caña
partida de 35 mm de diámetro interior colocado en un depósito de suelo no disturbado,
el muestreador se introduce 45 cm en el suelo mediante golpes, y se registra el
número de golpes (realizados con un martillo de pistón de 63.5 kg, 760 mm)
requeridos para introducir los 30 cm finales como un valor ‘N’ de resistencia de
penetración estándar.
República del Perú
55
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Usualmente se aplican correcciones al valor N medido para representar las
variaciones en los niveles de esfuerzo del material de cobertura (así como otros
factores, tales como proporción de energía, diámetro de la perforación, el método de
muestreo y la longitud de la varilla); sin embargo, se considera que la más importante
es la corrección del nivel de esfuerzos del material de cobertura. La siguiente fórmula
se utiliza como una correlación aproximada de la presión del material de cobertura
cuando se desarrolla la prueba a una profundidad bajo la superficie del suelo
(McCarthy 1998, Seed et al. 1983):
CN =
1
(A5)
σV
donde CN se refiere al factor de corrección, y σ V es la esfuerzo vertical efectivo del
suelo de cobertura en toneladas/ft2 (1 tonelada/ft2 = 95.76 kPa).
El factor de corrección (CN) se aplica para el valor N medido en el campo, como sigue,
para obtener Ncorregido:
N corregido = C N N campo
(A6)
La correlación empírica de los valores N del ensayo de SPT con densidad y resistencia
son más confiables cuando el depósito de suelo es predominante de material no
cohesivo (i.e., arena). Los suelos cohesivos (i.e., arcillas) pueden producir sesgos
significativos en los valores-N debido a la estructura de grano fino, originando
variaciones en la presión del agua intersticial (presión de poros); como tal, las
correlaciones con la resistencia son menos confiables en estos tipos de suelos.
A3.2
PRUEBA DE CORTE DE VELETA
Esta prueba se utiliza para la estimación in situ de la resistencia no drenada de la
arcilla intacta, completamente saturada, y no es apropiada para otros tipos de suelos,
especialmente si la arcilla contiene arena o laminaciones de limo.
El aparato de la prueba de corte de veleta consiste en una veleta de acero inoxidable
de cuatro paletas rectangulares delgadas colocadas en el extremo de una varilla de
acero. La altura de la veleta (h) es igual al doble de su ancho total (d). La veleta y la
varilla se introducen en la arcilla en la base de una perforación o de la calicata de
prueba, a una profundidad mínima igual al triple del diámetro de la perforación. Se
aplica torsión lentamente a la varilla hasta que la arcilla sea cortada por la rotación de
la veleta. La resistencia al corte de la arcilla (no disturbada-no drenada) cu(und) se
calcula con la expresión:
⎛ d 2h d 3 ⎞
⎟⎟
T = π ⋅ cu ⎜⎜
+
2
6
⎠
⎝
(A7)
donde T es la torsión en la falla, cu es la resistencia al corte no drenada, d y h
representan el diámetro y la altura de la veleta, respectivamente.
República del Perú
56
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Después de la falla inicial por corte debido a la rotación de la veleta, el suelo es
normalmente remoldeado (rotando manualmente la varilla 6 revoluciones completas
como mínimo y luego permitiendo que la veleta se siente por un minuto como máximo)
y después se puede volver a aplicar la torsión a la varilla suavemente. La torsión
requerida para iniciar una segunda falla por corte en la arcilla puede ser aplicada a la
Ecuación A7 para estimar la resistencia al corte no drenada-remoldeada (cu(rem)) de la
arcilla.
Luego, la sensibilidad del suelo arcilloso (St) se calcula por medio de la siguiente
expresión:
St =
A3.3
cu ( nat )
(A8)
cu ( rem )
IDENTIFICACIÓN DE CAMPO
A continuación se analizan los criterios que se pueden aplicar para identificar la
resistencia y densidad relativa de los suelos cohesivos y sin cohesión. Se espera que
estos criterios se utilicen junto con los resultados de las pruebas de índices de
clasificación tales como distribución del tamaño de grano, límites de Atterberg,
contenidos de agua y densidad, para la caracterización del suelo.
Los criterios de identificación de campo comprenden resultados del ensayo de SPT y
del ensayo de corte de veleta que se utilizarán como índice de correlación para
resistencia/consistencia y densidad. Estas correlaciones se deberán evaluar con más
precisión mediante una prueba de laboratorio.
A3.3.1 Suelos no cohesivos
Estos suelos no muestran comportamiento plástico, cualquiera sea su contenido de
agua, y sus elementos constituyentes pueden ser de grano grueso o fino. Como se vio
en la Tabla A1, los constituyentes de grano grueso, tales como bloques, boleos, grava
y arena, son lo suficientemente grandes a simple vista (>0,075 mm), y el constituyente
no cohesivo de grano fino (limo) está compuesto de partículas no plásticas menores
de 0,075 mm. Se puede evaluar la densidad relativa de los suelos no cohesivos en el
campo de acuerdo al criterio presentado en la Tabla A3. Este criterio está basado en
la experiencia práctica y debe ser utilizado sólo como referencia.
Tabla A3
Densidad Relativa de los Suelos sin Cohesión (Golder 1993)
Densidad Relativa
Muy suelto
Suelto
Compacto
República del Perú
Valor1 N
Identificación de Campo
Fácilmente penetrable con pala manual.
Fácilmente penetrable con una barra de 12 mm
presionada manualmente. Fácilmente excavable
con pala manual.
Fácilmente penetrable con una barra de 12 mm
golpeada con un martillo de 2.25 kg. Difícil de
excavar con pala de mano.
57
0–4
4 – 10
10 – 30
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
Penetrable 30 cm con barra mediante golpes.
Antes de excavar debe aflojarse con un pico.
Penetrable sólo unos cuantos centímetros con
barra mediante golpes. Muy difícil de excavar
aún con un pico.
Denso
Muy denso
30 – 50
> 50
Nota: El número de golpes N sólo se debe usar como una aproximación.
A3.3.2 Suelos Cohesivos
Estos suelos muestran un comportamiento plástico, según lo definido por la prueba de
límites de Atterberg, en un rango razonablemente amplio de contenido de agua. La
plasticidad es controlada por la presencia y tipo de minerales de arcilla dentro del
suelo. Los suelos cohesivos se clasifican como suelos de grano fino, tales como limo
arcilloso, arcilla limosa o arcilla, principalmente de acuerdo a su grado de plasticidad.
Se puede describir la consistencia del suelo cohesivo cualitativamente según las
mediciones de la resistencia al corte no drenada (prueba de corte de veleta), valores
de SPT medidos o el comportamiento del material. Los términos utilizados para
describir la consistencia de los suelos cohesivos y su definición según la resistencia no
drenada y las mediciones de campo se presentan en la Tabla A4. Este criterio está
basado en la experiencia práctica y debe utilizarse sólo como referencia.
Tabla A4
Consistencia de Suelos Cohesivos (Golder 1993)
Consistencia
Identificación de Campo
Resistencia al Corte
2
No Drenado - kPa
1
Valor N
< 12
0–2
Muy suave
Se escurre entre los dedos al
apretarlo.
Suave
Se moldea con una suave presión de
los dedos.
12 – 25
2–4
Firme
Se moldea con una fuerte presión de
los dedos.
25 – 50
4–8
Consistente
Se marca con el pulgar.
50 – 100
8 – 15
Muy consistente
Se marca con la uña del pulgar.
100 – 200
15 – 30
Duro
Difícil de marcar con la uña del
pulgar.
>200
>30
Notas:
1. Los valores N del SPT no constituyen un método confiable para estimar la resistencia/consistencia de las
arcillas.
2. La relación entre la resistencia al corte no drenado, el valor N y la consistencia son sólo aproximaciones.
A4.
PRUEBA DE RESISTENCIA AL CORTE EN
LABORATORIO
La prueba de resistencia al corte en laboratorio se puede realizar en muestras
representativas de suelo no disturbado para obtener parámetros relacionados con las
características de resistencia al corte del suelo. Es importante que la alteración de las
muestras de suelo sea minimizada durante el muestreo a fin de obtener resultados que
sean representativos de las condiciones in situ. Habitualmente se realizan las
siguientes pruebas de resistencia en laboratorio:
República del Perú
58
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
•
Ensayo de corte directo.
•
Ensayos triaxiales.
Los ensayos anteriores deben cumplir con los siguientes estándares ASTM, o
equivalentes reconocidos por la DGAAM:
•
ASTM 3080-04 Ensayo de corte directo de suelos bajo condiciones consolidada
drenada.
•
ASTM 2850-03 Ensayo de compresión triaxial no consolidada no drenada para suelos
cohesivos.
•
ASTM D4767-04 Ensayo de compresión triaxial consolidada no drenada para suelos
cohesivos.
A5.
PRINCIPIOS DE MECÁNICA DE SUELOS
A continuación se presenta una breve revisión de los principios relacionados con la
mecánica de suelos correspondiente al esfuerzo y resistencia del suelo. La teoría de
la mecánica de suelos presentada es sólo una parte de lo que actualmente existe.
Esta sección y la siguiente (Licuefación y Arcillas Sensibles) constituyen sólo una
introducción a los conceptos de ingeniería de mecánica de suelos. Para mayores
detalles el lector deberá remitirse a cualquier texto de mecánica de suelos, tal como
Badillo & Rodriguez (2000), Craig (1997), Lambe & Whitman (1969) o McCarthy
(1998).
A5.1
ESFUERZO EFECTIVO
Los esfuerzos verticales transmitidos a las partículas del suelo a una profundidad (d)
son proporcionales al peso del suelo sobre dicha superficie, de acuerdo con la
siguiente relación:
σ v = dγ (A9)
donde σ v es el esfuerzo vertical que se experimenta en la profundidad d, y γ es el
peso unitario promedio total del suelo sobre dicha profundidad.
Si existe una napa freática a la profundidad (z) bajo la superficie del suelo pero sobre
la profundidad (d) de la partícula del suelo en cuestión, la napa freática transmite un
efecto flotante dentro de las partículas del suelo denominado presión intersticial1 (u).
El esfuerzo que experimentan las partículas de suelo bajo la influencia de la presión
intersticial se denomina esfuerzo vertical efectivo ( σ v' ), y se puede calcular de acuerdo
a lo siguiente:
σ v' = σ v − u = dγ − zγ w
(A10)
donde γ w se refiere al peso unitario del agua (9,81 kN/m3).
1
También llamada presión de poros.
República del Perú
59
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
A5.2
RESISTENCIA AL CORTE
La resistencia al corte ( τ ) de un suelo se puede expresar mediante el criterio de falla
de Mohr-Coulomb, dada la siguiente expresión:
τ = c ' + σ n' tan φ '
(A11)
donde c ' , y φ ' , se refieren a la cohesión efectiva y al ángulo de fricción efectivo,
respectivamente.
El esfuerzo normal efectivo σ n' , es el esfuerzo que actúa
perpendicularmente al plano de corte.
El ángulo de fricción máximo es el componente de la resistencia a la fricción cuando
se aplica el esfuerzo, pero al inicio del corte (cuando las deformaciones son
pequeñas), y el ángulo de fricción final es el componente de resistencia a la fricción
una vez que se produce el corte o la deformación (cuando las deformaciones son
mayores). A continuación se presentan algunos valores típicos de ángulos de fricción:
Ángulo
Tipo de Suelo
φ (°)
Final
Máximo
Mezcla de arena y grava
33 - 36
40 - 50
Arena bien gradada
32 - 35
40 - 50
Arena fina a media
29 - 32
32 - 35
Arena limonítica
27 - 32
30 - 33
Limo (no plástico)
26 - 30
30 - 35
(Fuente: McCarthy 1998).
A5.3
SENSIBILIDAD DE LAS ARCILLAS
Sensibilidad (St) es el término utilizado para describir la susceptibilidad de las arcillas a
la reducción de su resistencia con la deformación, y puede ser calculada en base a su
resistencia no alterada–no drenada comparada con su resistencia remoldeada–no
drenada, como se ve a continuación:
St =
cu ( nat )
cu ( rem )
(A12)
donde cu(nat) y cu(rem) son las resistencias no drenadas, no alteradas y remoldeadas
respectivamente.
La resistencia al corte no drenado puede ser mejor estimada in situ utilizando el
ensayo de corte de veleta, según se discutió previamente en la Sección A3-2.
República del Perú
60
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
A6.
LICUEFACCIÓN Y ARCILLAS SENSITIVAS
La licuefacción se refiere a la reducción de la resistencia y rigidez de los suelos debido
al aumento de la presión del agua intersticial, la cual reduce las fuerzas de contacto
intergranular y reduce el esfuerzo efectivo en el suelo. El contacto entre partículas
proporciona resistencia y rigidez al suelo en forma de cohesión y fricción.
El exceso de las presión de poros combinado con una fuerza disturbadora (e.g.,
eventos sísmicos) actúa para eliminar o al menos reducir la interacción entre
partículas. La disturbación inicial causa un cambio menor y una nueva disposición de
las partículas del suelo, lo que da como resultado una pérdida del volumen de la masa
total de suelo. La pérdida del volumen trae como resultado un exceso de presiones de
agua intersticial, lo que hace que las partículas queden momentáneamente en
suspensión (i.e., los esfuerzos efectivos pueden aproximarse a cero). Cuando las
partículas están en suspensión el suelo se comporta más bien como un líquido, de allí
el término “liquefacción”.
Existen dos tipos de licuefacción: licuefacción por carga cíclica y licuefacción por
deformación-ablandamiento (flujo). Ambos fenómenos están muy relacionados, pero
son intrínsecamente diferentes.
La licuefacción por carga cíclica se refiere a la reducción de la rigidez y de la
resistencia al corte debido al incremento cíclico de las presiones del agua intersticial.
Este incremento puede ocurrir la mayoría de las veces debido a la propagación de la
velocidad de la onda sísmica en el suelo u otras vibraciones basadas en estímulos,
tales como voladura o carga dinámica con maquinaria pesada.
La deformación-ablandamiento, también conocida como licuefacción de flujo o “arcillas
sensitivas” es la pérdida de la resistencia y rigidez debido al corte y remoldeo
unidireccional de las partículas del suelo, habitualmente como resultado de un evento
mayor de corte unidireccional producido por un terremoto, rebote isostático o pérdida
del esfuerzo efectivo.
A6.1
LICUEFACCIÓN DE SUELOS NO COHESIVOS
Las siguientes “reglas prácticas” se aplican a las arenas y arenas limosas sueltas y no
cohesivas, las cuales probablemente tengan potencial de licuefacción: (Golder 2004)
•
Saturación (Sr) ≈ 100 %, y;
•
Tamaño de partícula: Coeficiente de uniformidad (Cu) ≤ 15, y;
•
Tamaño de partícula: 0,05 ≤ D50 ≤ 1,5 mm, y;
•
Esfuerzos verticales efectivos: σν' ≤ 200 - 200 kPa
Si se cumplen los criterios anteriores para un suelo sin cohesión suelto o muy suelto,
es necesario realizar mayores investigaciones y pruebas para evaluar el potencial de
licuefacción.
La evidencia empírica proveniente de estudios realizados en China sugiere que la
vulnerabilidad de los depósitos arenosos a los eventos de licuefacción se puede
correlacionar razonablemente bien con la resistencia a la penetración del ensayo de
SPT corregida para una profundidad (N1=Ncorregido). El valor N corregido se puede
República del Perú
61
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
comparar después con el valor N crítico (Ncrítico) para la evaluación del potencial de
licuefacción de acuerdo a la siguiente relación (Seed et al 1983, McCarthy 1998):
N crítico = N [1 + 0.125(d s − 3) − 0.05(d w − 2) − 0.07(%arcilla )]
(A13)
donde ds y dw se refieren a la profundidad de la capa de arena y a la napa freática,
respectivamente (en metros). La expresión N es una función de la intensidad sísmica
pronosticada para el área de acuerdo a la intensidad de Mercalli Modificada,
presentada de la siguiente forma:
Intensidad de Mercalli Modificada
N
(en golpes por pie)
≈ VII
6
≈ VIII
10
≈ IX
16
Nuevamente, los criterios anteriores servirán de base para determinar si se deberán
realizar estudios más detallados, los cuales pueden requerir mayor investigación y
pruebas de campo.
A6.2
LICUEFACCIÓN DE SUELOS COHESIVOS
Generalmente se utilizan los Criterios Chinos Modificados (Wang 1979) para estimar el
potencial de licuefacción de suelos cohesivos. Estos criterios comprenden lo
siguiente:
•
Arcillas que se ubican sobre la Línea A (Carta de plasticidad, Figura A1), y;
•
Menos del 15 % de finos que pasan por un tamiz de 0,005 mm (D15 ≥ 5 µm), y;
•
Límite líquido: wL ≤ 35 %, y;
•
Contenido de agua: w ≥ 0,9 wL.
Recientes investigaciones señalan que los Criterios Chinos Modificados quizá no sean
lo suficientemente conservativos para evaluar suelos cohesivos potencialmente
licuables. Mediante retroanálisis de eventos de licuefacción actuales, el Centro
Nacional de Investigación de Ingeniería de Terremotos (NCEER, siglas en inglés) ha
propuesto criterios actualizados para la evaluación de suelos cohesivos
potencialmente licuables. Estos criterios se grafican en la carta de plasticidad
modificada de la Figura A2.
Si se observa que un suelo cohesivo tiene propiedades que lo hacen potencialmente
susceptible a eventos de licuefacción, se deberán realizar mayores investigaciones,
pruebas y análisis.
A6.3
ARCILLA SENSITIVAS
Las arcillas altamente sensitivas se derivan habitualmente de los sedimentos de grano
fino depositados originalmente en ambientes marinos y salinos y posteriormente
sometidos a lixiviación con agua fresca. Los sedimentos depositados en estas
condiciones tienen partículas que son floculadas e inestables con una proporción alta
República del Perú
62
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
de vacíos, lo que las hace susceptibles a la contracción y licuefacción en casos de
alteración. Esta sensibilidad habitualmente se debe a la desalinización de la arcilla por
lixiviación. A medida que la arcilla pierde salinidad, los lazos entre partículas se
debilitan y las partículas se hacen más susceptibles al colapso.
Figura A2
Recomendaciones del NCEER Respecto a los Tipos de Suelo
Cohesivo Potencialmente Licuables (Seed 2003)
Esta sensibilidad al colapso se puede calificar utilizando la relación de resistencia a la
sensibilidad (St) presentada en la Sección 5.3, la cual relaciona la resistencia no
alterada con la resistencia remoldeada de la arcilla. La sensibilidad de las arcillas en
términos de la relación de sensibilidad es como sigue: (McCarthy 1998)
No sensible: St ≤ 2
Moderadamente sensible: 2 ≤ St ≤ 4
Sensible: 4 ≤ St ≤ 8
Muy sensible: 8 ≤ St ≤ 16
Movediza: St ≥ 16
Las arcillas de mayor preocupación son aquellas muy sensibles (St > 8).
Un resumen de las propiedades de sensibilidad de arcillas, analizada a partir del retro
análisis de flujo de deslizamientos, ha proporcionado criterios adicionales. Como se
ha podido ver en estos casos, las arcillas sensibles tienen habitualmente las siguientes
características (Mitchell et al 1973):
•
baja plasticidad;
•
consistencia suave a firme antes del remoldeo, muy blanda después del remoldeo;
•
índice de liquidez mayor que 1,0; y
República del Perú
63
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Anexo A
•
valores St de 10 a 200.
Una baja resistencia residual (remoldeado) es habitual en las arcillas sensibles.
Lerouil et al (1996) sugiere que para que ocurra deslizamiento de flujo, Su(rem) es menor
que 1 kPa ó IL es mayor que 1,2 %. También se utiliza como estimación una salinidad
baja en el agua de poros < 3 de gr/litro debido a pérdida de salinidad por lixiviación
(Tavenas 1984).
A7.
COMPACTACIÓN
A7.1
CONTROL DE LA HUMEDAD
Como se puede revisar en la literatura técnica, la influencia de la humedad del suelo
en el proceso de compactación es importante, de esta manera es imprescindible la
presentación del control del contenido de humedad de la capa granular objeto de la
compactación en un diseño de pilar corona.
Si esto no se realizase, las variaciones de humedad que se producen después de la
construcción, al provocar cambios de volumen con determinados tipos de suelos,
pueden producir deformaciones del relleno. La humedad de referencia que se suele
tomar es la óptima que se obtiene en el ensayo Proctor Normal. Esta humedad, en la
mayor parte de las capas granulares, suele ser similar a la que tendría dicha capa
pasado un cierto tiempo después de su construcción. Por lo tanto si la construcción se
realizase con esta humedad se evitarían cambios de humedad importantes desde la
construcción hasta que la capa granular alcance su humedad de equilibrio final.
En relación a la humedad de la capa granular antes de la compactación y a la
humedad óptima, cabe indicar lo siguiente:
•
Existen problemas cuando el material de la capa granular, llega al lugar donde será
dispuesto con poca humedad. Se debe de determinar cuál es la humedad que tenía
antes en el terreno o en el acopio, ya que puede suceder que durante las fases de
extracción, transporte y colocación, el suelo pierda demasiada humedad. Si esto es
así, un nuevo estudio de laboratorio de estas operaciones puede reducir o eliminar el
problema.
•
Como última opción, el añadir agua se debe hacer cuanto antes en la cadena de
extracción o formación, acopio y colocación del relleno. Esta medida se realiza sobre
el material extendido y debe de efectuarse con un equipo adecuado que distribuya el
agua uniformemente en toda la capa de material de relleno utilizando maquinaria
apropiada.
Los problemas que pueden surgir por no corregir la humedad son los siguientes:
•
Materiales con curvas de compactación (relación humedad de compactacióndensidad seca) con máximos muy pronunciados, y por lo tanto muy sensibles en los
resultados obtenidos a la humedad utilizada.
•
Los suelos expansivos en especial son muy sensibles a las variaciones de humedad.
•
El efecto de compactación del lado seco no garantiza la uniformidad en el fondo de la
capa.
República del Perú
64
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
•
A7.2
Al colocar capas secas y con no excesiva densidad se corre el riesgo de que se
produzcan asentamientos de consideración con lluvias importantes, infiltraciones o
con inundaciones.
CONTROL DE LA COMPACTACIÓN
Brevemente, el control de la compactación se puede realizar de tres formas diferentes:
•
Control del proceso de ejecución
Este tipo de control consiste en controlar la forma en que se va a ejecutar la
compactación fijando, según las características del suelo y del tipo de maquinaria a
emplear, el espesor de capa y número de pasadas que se deben efectuar hasta dar
por terminada la compactación.
•
Control del producto terminado
En este caso se establecen las condiciones que debe cumplir el material que
compone el relleno una vez colocado. En general se utiliza la densidad seca del
material colocado como un porcentaje de la densidad máxima obtenida en el
laboratorio según el Proctor normal o Proctor modificado.
Más preciso es calcular directamente los módulos de elasticidad de las capas
mediante los ensayos de la placa de carga o del deflectómetro de impacto.
•
Control a posteriori
Es un tipo de control no recomendable pero que a veces es necesario realizar
correctamente porque existe alguna duda del resultado final de la compactación o por
no haberse realizado previamente ninguno de los controles indicados anteriormente.
Para este proceso se pueden realizar calicatas que permiten analizar la compactación
obtenida, aunque luego es preciso rellenarlas y compactarlas a niveles similares al
resto de la capa. También es posible utilizar cualquier ensayo similar a los que se
realizan para analizar capacidad portante de terrenos para cimentaciones, como el
penetrómetro dinámico (DPL).
República del Perú
65
Ministerio de Energía y Minas
Anexo A
A8.
REFERENCIAS
Badillo, J. & Rodriguez R. (2000). Mecánica de Suelos – Tomo 2 Teoría y Aplicaciones
de la Mecánica de Suelos, Limusa Noriega Editores, México DF, México, 702 p.
Craig, R.F., 1997, Soil Mechanics – Sixth Addition, Spon Press Taylor & Francis
Group, New York. pp 113-115.
Golder Associates, 1993, Field Procedures Manual, Golder Associates Ltd.,
Mississauga pp 108, A3-A11.
Golder Associates, Cours Sur La Conception des Barricades dans les Mines
Souterraines, Montreal, May 2004.
Lambe, W. & Whitman, J. (1969). Soil Mechanics, John Wiley & Sons Inc Ed.,
Massachusetts, USA, 547 p.
Lerouiel, S. et al, 1996, “Geotechnical Characterisation of Slope Movements”.
Proceedings on the Seventh International Symposium on Landslides,
Trondheim, Norway, Bolkema Rotterdam, Vol 1, pp 53-74.
McCarthy David F., 1998, Essentials of Soil Mechanics and Foundation-Fifth Edition.
Prentice-Hall Inc. Upper Saddle River, NJ, pp 147-149.
Mitchell, R.J. & Markell, A.R., 1973, "Flowsliding in Sensitive Soils", Canadian
Geotechnical Journal, 11, 1994, pp 11-31.
Seed et al. 2003, “Recent Advances in Soil Liquefaction Engineering: A Unified and
Consistent Framework”, 26th Annual ASCE Los Angelas Geotechnical Spring
Seminar, Long Beach California.
Seed, H.B., Idriss, I.M., Arango, I. 1983, “Evaluation of Liquefaction Performance Using
Field Performance Data”, Journal of Geotechnical Engineering, ASCE 109(3),
pp. 458-481.
Tavenas, F.1984, “Landslides in Canadian Sensitive Soils”, Proceedings on the Fourth
International Symposium on Landslides, Toronto, Vol 1.,pp. 141-153.
Wang, W. 1979, “Some Findings in Soil Liquefaction”, Research Report, Water
Conservancy and Hydroelectric Power Scientific Institute, Beijing, August.
República del Perú
66
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Anexo B
Clasificación del Macizo Rocoso
República del Perú
67
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Sección
Página
B1.
Introducción....................................................................................................... 71
B2.
Recolección de Datos Geotécnicos................................................................. 71
B2.1 Definición de un Macizo Rocoso ........................................................... 71
B2.2 Investigación del Sitio ............................................................................ 72
B2.2.1 RQD Obtenido del Registro de Testigo.................................................... 72
B2.2.2 RQD Obtenido del Mapeo de Paredes..................................................... 75
B2.2.3 Resistencia y Meteorización..................................................................... 76
B2.2.3.1 Índice de Dureza ISRM .............................................................. 77
B2.2.3.2 Índice de Resistencia de Carga Puntual.................................... 78
B2.2.3.3 Índices de Meteorización y/o Alteración .................................... 79
B2.2.4 Datos de Discontinuidad .......................................................................... 80
B2.2.4.1 Frecuencia de Fracturas y Espaciamiento................................. 81
B2.2.4.2 Orientación de las Discontinuidades.......................................... 81
B2.2.4.3 Condición de la Superficie a lo largo de las Discontinuidades .. 81
B3.
CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO ........................................................ 84
B3.1.1
B3.1.2
B3.1.3
B3.1.4
Sistema RMR de Bieniawski .................................................................... 85
Ejemplo: Aplicación del RMR en la Evaluación del Macizo Rocoso........ 85
Índice Q del Sistema de Barton................................................................ 87
Ejemplo: Aplicación del Sistema Q en la evaluación del Macizo
Rocoso 90
B3.1.5 Correlación RMR & Sistema Q................................................................. 91
B4.
APLICACIONES DE LA CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO ................ 91
B4.1.1 Criterios de Diseño Empírico.................................................................... 92
B4.1.2 Uso del Sistema RMR de Bieniawski para el Diseño............................... 92
B4.1.3 Uso del Sistema Q de Barton para el Diseño .......................................... 92
B4.2 Derivación de Parámetros del Macizo Rocoso..................................... 93
B4.2.1 Propiedades Elásticas .............................................................................. 94
B4.2.2 Criterio de Falla Generalizado de Hoek-Brown (Hoek 2002)................... 94
B4.2.3 Criterio de Falla de Mohr-Coulomb .......................................................... 97
B5.
REFERENCIAS................................................................................................... 99
LISTA DE TABLAS
Datos de Resistencia para la Roca Intacta (Bieniawski, 1973).................. 77
Estimación en Campo de la Dureza de la Roca que Representa la
Resistencia de la Roca Intacta (ISRM, 1981) ............................................ 78
Tabla B3 Clasificación de la Meteorización de la Roca (ISRM 1981) ....................... 80
Tabla B4 Valores para la Condición de las Discontinuidades (Bienawski 1976) ...... 82
Tabla B5 Guía para la Clasificación de Discontinuidades (Bieniawski 1976/1989
RMR).......................................................................................................... 82
Tabla B6 Parámetros de Discontinuidad del Sistema Q, Descripciones y Valores
Asignados (Barton et al. 1974)................................................................... 84
Tabla B7 Sistema de Valoración del Macizo Rocoso RMR76 (Bieniawski 1976)....... 86
Tabla B8 Índice del Sistema Q (Barton et al. 1974) .................................................. 88
Tabla B9 Valores Típicos para mi para el Criterio de Hoek y Brown (1988) ............. 95
Tabla B10 Cálculo de Constantes mb/mi, s y a para el Criterio de Hoek & Brown
(1988) (Hoek et al., 1995) .......................................................................... 98
Tabla B11 Guías para el Cálculo del Factor D de Disurbación para Excavaciones
Subterráneas (Hoek et al., 2002) ............................................................... 99
Tabla B1
Tabla B2
República del Perú
69
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
LISTA DE FIGURAS
Figura B1 Ejemplo de una hoja de Registro de Testigos ........................................... 73
Figura B2 Ejemplo de una Hoja de Mapeo Geotécnico.............................................. 74
Figura B3 Procedimientos RQD de Registro de Testigos .......................................... 75
Figura B4 Estimación del RQD Equivalente (RQDW) de una Cara Expuesta de la
Roca (Hutchinson & Diederichs, 1996) ...................................................... 76
Figura B5 Representación Ilustrativa de Rugosidad de las Juntas (Barton, 1987) ... 83
Figura B6 Relación entre Tiempo de Autosoporte, Espaciamiento del Techo y
RMR (Bieniawski, 1989)............................................................................. 93
República del Perú
70
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
B1.
INTRODUCCIÓN
Como parte del proceso de diseño del tapón y evaluación de la estabilidad del pilar
corona, es necesario el uso de un esquema de clasificación del macizo rocoso.
Para el diseño del tapón o para evaluar la competencia del pilar corona, se debe
caracterizar el macizo rocoso para proveer de una base para el estimado de la
resistencia y propiedades de deformación del macizo rocoso. También es de mucha
utilidad una completa clasificación del macizo rocoso ya que el procedimiento sirve
como una lista de verificación para asegurar que se haya considerado toda la
información relevante durante el proceso de evaluación del diseño.
Con el fin de obtener datos reales de relevancia para la clasificación del macizo
rocoso, se requiere una evaluación del sitio para caracterizar el macizo rocoso. El tipo
de investigación apropiado dependerá del macizo rocoso, su ubicación y la facilidad de
acceso para inspeccionar la zona adecuadamente. Si el acceso es difícil, entonces los
datos se deberán obtener a través de testigos de perforación, de lo contrario sólo será
suficiente un mapeo de inspección de campo. Los datos a recolectar podrían incluir
ensayos de laboratorio de resistencia y deformación y ensayos de permeabilidad en
campo.
Los dos esquemas de clasificación del macizo rocoso más comúnmente utilizados son
el sistema de Valoración del Macizo Rocoso (RMR, siglas en inglés) de Bieniawski
(Bieniawski 1976) y el sistema del Indice Q de Barton (Barton et al. 1974). Ambos son
sistemas con base empírica que requieren datos geotécnicos similares para producir
interpretaciones similares del comportamiento del macizo rocoso. Por lo tanto, estos
sistemas pueden ser aplicados como guía para el diseño empírico, así como para
obtener estimaciones de los parámetros de resistencia del macizo rocoso.
B2.
RECOLECCIÓN DE DATOS GEOTÉCNICOS
La finalidad de una investigación geotécnica del sitio es determinar las características
del macizo rocoso en cuanto a sus propiedades. Los aspectos necesarios para
realizar una adecuada investigación geotécnica del sitio se presentan a continuación.
B2.1
DEFINICIÓN DE UN MACIZO ROCOSO
Un macizo rocoso es el resultado de bloques de roca intactos que se encuentran
juntos en un macizo en forma de bloque. La resistencia y comportamiento de todo el
macizo rocoso está controlado por el material de roca intacta en combinación con la
frecuencia y características de los planos de debilidad.
Un macizo rocoso puede estar conformado por más de un dominio. Un dominio
geotécnico es una zona dentro del macizo rocoso que contiene propiedades similares,
y cada dominio tendrá una estructura geológica. Es necesario identificar la variedad
de dominios y estructuras geotécnicas dentro de un macizo rocoso que pueda
impactar el diseño del pilar corona o el tapón. Las características de un dominio
geotécnico incluyen:
República del Perú
71
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
•
Características geotécnicas similares de los planos de debilidad – particularmente
orientación, espaciado y propiedades de resistencia cortante ;
•
Grado de meteorización y/o alteración;
•
Resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta;
•
Módulo de deformación del macizo rocoso;
•
Esfuerzo de la roca en campo (pre-minado y esfuerzo inducido en campo); y
•
Permeabilidad del macizo rocoso.
De las anteriores propiedades, los planos de debilidad, el grado de
meteorización/alteración, y la resistencia pueden ser evaluados en un grado razonable
de confiabilidad a través de una investigación de campo estándar que involucra el
registro de testigos o mapeo. Los ensayos de campo o laboratorio son necesarios
para definir la resistencia, módulo de deformación, esfuerzo de la roca en campo y
permeabilidad del macizo rocoso.
B2.2
INVESTIGACIÓN DEL SITIO
Los siguientes son procedimientos para la recolección de las propiedades relevantes
del macizo rocoso relacionadas con la investigación del sitio.
En la Figura B1 se muestra un ejemplo de una hoja estándar de registro de testigos, y
en la Figura B2 una hoja estándar de mapeo de paredes.
B2.2.1 RQD Obtenido del Registro de Testigo
La Designación de la Calidad de Roca (Rock Quality Designation - RQD) es un índice
cuantitativo que se obtiene del testigo de perforación diamantina. Considera sólo las
piezas de testigos de roca dura y sana de 100 mm o mayor longitud. Las de menor
longitud son ignoradas (ver Figura B3 como ejemplo). El RQD se calcula de la
siguiente manera:
RQD = 100×
longitud de segmentos de 100mm o más
(%)
longitud del testigo
Se deben utilizar testigos de por lo menos 50 mm de diámetro. Si se utilizan testigos
de menores o mayores diámetros, la longitud nominal de 100 mm deberá modificarse
para que corresponda a dos veces el diámetro del testigo.
Es importante distinguir entre las fracturas mecánicas o naturales encontradas en el
testigo. Una fractura mecánica causada por la manipulación no debe afectar
adversamente el índice de RQD. Los tramos del testigo con fracturas mecánicas
deberán aproximarse a una unidad sólida con el fin de llegar a un valor RQD que
refleje la calidad del macizo rocoso in situ.
República del Perú
72
Ministerio de Energía y Minas
Profundidad / Elevación (m)
73
Data de Resistencia
Flush:
Ministerio de Energía y Minas
VN
CJ
Vena:
Combinado :
Clivage:
Ortogonal:
CL
OR
CU: Curvo ES: Escalado
PL: Plano
ON: Ondulado
20
K: Pulido
IR: Irregular PU: Pulido
Rugosidad:
Arcilla expansiva> 5mm
SHR
Cizalla:
Forma:
FLT
Falla:
BD
JN
Junta:
CO
15
Arcilla blanda > 5mm
Foliación:
10
Arcilla rígida > 5mm
12
Arcilla expansiva < 5mm
RU: Rugosidad
SU: Liso
MR: Muy rugoso
Macizo triturado
Cuatro o más familias
Tres familias aleatorias
Tres familias
Dos familias aleatorias
Dos familias
Una familia aleatoria
Una familia
6
Arcilla blanda < 5mm
4
8
Arcilla rígida < 5mm
Arena/Roca triturada
Símbolo
Macizo intacto
Ja
Página:
Ch: Cloruro Fe: Hierro
Ca: Calcita
Ep: Epidota
Bt: Biotita
Cl: Arcilla
Jn
Qz: Cuarzo
He: Hematita
Gr: Grava
Go: relleno de falla
Logeado por:
Proyecto Nº
Nombre del Proyecto:
Rf: Roca Fracturada
Relleno:
20
15
12
9
6
4
3
2
0.5
Jr
DATOS DE LAS DISCONTINUIDADES
Descripción de la
Orientación
Superficie
Equipo del Taladro:
Perforadores:
Contratista de Perforación:
Logeado por:
Fecha de perforación y logeo :
Página
Falla Breccia / Gouge
Su: Sulfuro
Si: Limo
Se: Sericita
Sa: Arena
hasta
hasta
HUECO #:
Ejemplo de una hoja de Registro de Testigos
Contacto:
Feed:
Número de Juntas, Jn:
Profundidad (m)
Relleno:
Tipo:
4
0.5
Plano / Pulido
2
1
0.75
Capa de Arcilla
Ligeramente Alterada
1.0
Plano / Fino / relleno
3
Poco Alterado
1.5
Plano y Rugoso
SCR (m)
Capa limosa/arenosa
Fracturas
2.0
Ondulado y Liso
Profundidad (m)
Sin Relleno:
Estratificado:
Tipo Bit:
Intervalo de recuperación de data
Alteración Junta, Ja:
Intervalo Nº y Profundidad (desde
- hasta) (m)
3.0
FO
DESCRPCION
TIPO DE ROCA
TCR (m)
Ondulado y Rugoso
Unión de Rugosidad, Jr:
Revestimiento y centro
diámetro/profundidad (m)
Inclinación:
Presencia de agua
Azimut:
RQD (m)
Elevación:
m
Fracturas por
Datum:
Indice de Resistencia
Punto de Referencia:
Indice de alteración
Nombre del Proyecto :
Tipo y Número (#)
Este:
Buzamiento
Norte:
Dirección de Buzamiento
Proyecto No:
Forma
REGISTRO DE PERFORACION Y ENSAYO EN ROCA - PERFORACION Nº.
Núcleo Roto
Ejemplo de una hoja de Registro de Testigos
Rugosidad
República del Perú
Relleno
Figura B1
Notas / Comentarios / Marca de
Profundidad / Tipo de Relleno y
Espesor
Figura B2
Anexo B
República del Perú
EFECTOS DE LA VOLADURA
Suelo
Roca blanda
Roca muy dura
74
Tipo
Orientación
Dirección del
Buzamiento
Buzamiento
RQD equivalente
(RQD = 115 - 3.3 Jc = número total de uniones / set / metro)
ORIENTACIÓN RELATIVA DE LAS DISCONTINUIDADES
Número
Sistema de
Juntas
DISCONTINUIDADES DEL MACIZO ROCOSO
Min
Max
Jc=
N
Promedio
Nº / m
Espaciamiento de la discontinuidad
AGUA SUBTERRANEA
RESISTENCIA DEL MATERIAL INTACTO
Roca muy blanda
Roca dura
Ectremadamente dura
ALTERACIÓN
MAPEADO POR
Pequeño Relleno Alteración
COMENTARIOS
Largo
Condición de las juntas
Tramo/Buzamiento
Ajustado MRMR = (UCS + FF + cond(agua)) x adj
Bieniawski RMR = UCS+RQD+spacing+cond+water+orien
Q = RQD/Jn x Jr/Ja x Jw/SRF
CLASIFICACIÓN
UBICACIÓN
DESCRIPCION DEL MACIZO ROCOSO Y LA HOJA DE CLASIFICACIÓN
Ejemplo de una Hoja de Mapeo Geotécnico
TIPO DE ROCA
FECHA
Figura B4
Tramo/Rumbo
Anexo B
Figura B3Ejemplo de una Hoja de Mapeo Geotécnico
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Figura B5Procedimientos RQD de Registro de Testigos
B2.2.2 RQD Obtenido del Mapeo de Paredes
La medición del índice de RQD también puede ser adaptada para el mapeo de
paredes de discontinuidades. Cuando se realice el mapeo lineal en las paredes de la
labor subterránea, el RQD puede ser evaluado aproximadamente usando la siguiente
ecuación:
RQD = 115 - 3.3 Jv (aprox.)
(B1)
(RQD = 100; para JV < 4.5)
El conteo volumétrico de discontinuidades “Jv” está definido como la suma del número
de discontinuidades por metro cúbico para todas las discontinuidades presentes. El
número de discontinuidades de cada conjunto deberá estar contabilizado a distancias
apropiadas (e.g., 5 m o 10 m a lo largo de una dirección perpendicular al rumbo del
conjunto de discontinuidades.
De manera alternativa, se puede usar el inverso del espaciado verdadero
representativo para cada conjunto, de la siguiente manera:
Jv =
No. de juntas J1
No. de juntas J2
No. de juntas J3
+
+
+ etc.
Espaciamiento J1 Espaciamiento J2 Espaciamiento J3
(B2)
Hay que señalar que se deberá usar el espaciamiento verdadero y no el
espaciamiento aparente producido por la intersección oblicua con la pared de roca.
Esta medida es válida para macizos rocosos de 3 o más conjuntos de juntas bien
desarrolladas.
República del Perú
75
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Otro método simple para calcular el RQD consiste en usar una regla graduada de 2 m
de largo colocada en la cara de una roca expuesta como se puede apreciar en la
Figura B4 (Hutchinson & Diederichs, 1996). Hay que resaltar que se puede usar la
misma cinta utilizada para el mapeo lineal. El RQD se calcularía añadiendo la longitud
de todos los espacios entre juntas o entre planos de estratificación mayores a 10 cm y
dividiéndola entre la longitud de la regla usada. Cuando se hace la estimación del
RQD para un macizo rocoso no disturbado, se debe tener cuidado de considerar sólo
discontinuidades in situ y no grietas de tensión inducidas y fracturas relacionadas con
voladuras. Ignorar cualquier fractura que tenga menos de 0.5 m de longitud. El RQDw
es un estimado de la calidad del macizo rocoso post excavación que podría ser un
límite inferior para la calidad de la roca local cuando se compara con el RQD obtenido
del registro de testigos.
Figura B6
Estimación del RQD Equivalente (RQDW) de una Cara Expuesta de la
Roca (Hutchinson & Diederichs, 1996)
B2.2.3 Resistencia y Meteorización
Para los propósitos de la clasificación del macizo rocoso, la resistencia de la roca se
registra durante la investigación del sitio en términos de su Resistencia a la
Compresión Uniaxial o Resistencia a la Compresión No Confinada (Uniaxial
Compression Strenght - UCS) en MPa.
La meteorización y alteración (química/hidrotermal) de la roca también deberá ser
registrada durante la investigación de sitio, ya que típicamente proporciona un medio
cualitativo de predicción de la resistencia en base a la degradación de la roca.
Existen diversos métodos directos e indirectos para obtener el UCS, incluyendo:
•
Ensayos de Laboratorio de UCS de los testigos;
República del Perú
76
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
•
Ensayos de Carga Puntual (Point Load Test - PLT) de los testigos o los fragmentos
de roca; o
•
Ensayos de índices de resistencia usando la escala de índice de dureza del ISRM
(International Society of Rock Mechanic).
En la Tabla B1 se muestra un rango típico de los valores de UCS para los diversos
tipos de roca como referencia.
Tabla B1
Datos de Resistencia para la Roca Intacta (Bieniawski, 1973)
Tipo de Roca
Resistencia a la Compresión Uniaxial (MPa)
Min.
Max.
Promedio
Tiza
1.1
1.8
1.5
Sal en roca
15
29
22.0
Carbón
13
41
31.6
Limolita
25
38
32.0
Esquisto
31
70
43.1
Pizarra
33
150
70.0
Lutita
36
172
95.6
Arenisca
40
179
95.9
Lodolita
52
152
99.3
Mármol
60
140
112.5
Caliza
69
180
121.8
Dolomía
83
165
126.3
Andesita
127
138
128.5
Granito
153
233
188.4
Gneiss
159
256
195.0
Basalto
168
359
252.7
Cuarcita
200
304
252.0
Onlerita
227
319
280.3
Gabro
290
326
298.0
Chert
587
683
635.0
B2.2.3.1 Índice de Dureza ISRM
La escala de dureza de la Tabla B2 debería ser utilizada para estimación de la
resistencia de la roca en campo. Estos procedimientos básicos pueden aplicarse al
registro de testigos o a investigaciones de mapeo de paredes. Las clasificaciones se
basan en simples ensayos mecánicos que pueden realizarse fácilmente en campo. La
dureza promedio ponderada de todo el intervalo del registro deberá tomarse a la mitad
del intervalo más cercano, e.g., R2.5 (R2.5 sería de R2 a R3).
Los detalles de zonas fracturadas, deberán registrarse por separado en el Registro
Gráfico y en la Descripción de Ingeniería. Siempre que sea posible, todo el rango de
los ensayos deberá usarse para determinar la dureza, incluyendo el golpe del testigo
con un martillo de geólogo, raspado y pelado con una cuchilla y rayaduras con la uña
del dedo pulgar, según los procedimientos descritos en la tabla.
República del Perú
77
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Anexo B
Tabla B2
Estimación en Campo de la Dureza de la Roca que Representa la
Resistencia de la Roca Intacta (ISRM, 1981)
Grado
Descripción
R0
Roca
Extremadamente
débil
R1
Roca muy débil
R2
Roca débil
R3
Roca
moderadamente
dura
R4
Roca dura
R5
Roca muy dura
R6
Roca
extremadamente
dura
Identificación en Campo
La roca puede ser marcada con la uña del
pulgar.
Se puede dar forma al material o escarbarse
con la cuchilla de bolsillo.
Se desintegra al golpe firme con la punta de la
picota.
La cuchilla corta el material pero es muy duro
como para darle forma de especimenes
triaxiales o el material puede escarbarse
difícilmente con una cuchilla de bolsillo.
Leves indentaciones (< 5mm) se pueden
realizar con golpe firme con la punta de la
picota.
No puede rasparse o escarbarse con una
cuchilla de bolsillo.
Las muestras de mano pueden fracturarse con
un solo golpe firme de picota.
Las muestras de mano requieren más de un
golpe de picota para fracturarse.
La muestra requiere muchos golpes de picota
para romper los especimenes de roca intacta
(o para fracturarla).
Los repetidos golpes de picota solo obtienen
esquirlas.
Rango Aprox. de
Resistencia a la
Compresión
Uniaxial
Mpa
0.25 -1
1.0 – 5.0
5.0 - 25
25 - 50
50 - 100
100 - 250
> 250
Nota:
1. Las muestras de mano deberán tener una altura ≅ 2 veces su diámetro.
2. Los materiales con resistencia a la comprensión uniaxial menor a 0.5 MPa y los materiales sin cohesión deberán
ser clasificados usando el sistema de clasificación de suelos.
3. Es probable que las rocas con resistencia a la compresión uniaxial por debajo de 25 MPa (i.e., menor que R2) den
resultados muy ambiguos en las pruebas de carga puntual.
Es muy importante observar que la cuchilla de bolsillo (o lapicero de dureza) y la picota
son necesarios para esta tarea. Hasta la fecha, la experiencia muestra que esta
simple observación proporciona una solución de bajo costo para la recolección de
datos de resistencia de la roca intacta, siempre que las resistencias sean calibradas
con ensayos de laboratorio.
B2.2.3.2 Índice de Resistencia de Carga Puntual
El ensayo de carga puntual (PLT) es un método cuantitativo para calcular la
resistencia de la roca. El PLT tiene un menor costo y es más fácil de realizar que los
ensayos de UCS, permitiendo una mayor frecuencia de ensayos. Estos ensayos
pueden realizarse junto con el índice de resistencia ISRM para validar las
estimaciones en campo.
Se deben tratar de ensayar todas las muestras representativas del macizo rocoso en
lugar de concentrarse en aquellas que son más fáciles de ensayar. Deben llevarse a
cabo tanto ensayos axiales como diametrales para obtener una medida de las
República del Perú
78
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
anisotropías. Podría requerirse una sierra de roca para facilitar la preparación de las
muestras para los ensayos axiales.
La muestra no debe presentar discontinuidades, o debe ser ensayada en forma
perpendicular a un plano de debilidad, donde la superficie de falla ocurre a través de la
roca intacta. Si la muestra falla a lo largo de un plano de debilidad, el ensayo se
anula. Una muestra con forma irregular puede ser ensayada, pero el diámetro nominal
de la muestra debe ser mayor a 2.5 cm. Si la dureza promedio del intervalo registrado
es menor o igual a R1.5 (resistencia ≤ 5MPa), entonces el material es demasiado frágil
para obtener un resultado válido del ensayo. En otras palabras, no se debe ensayar
ese intervalo. Una muestra que se deforma cerca de los puntos de carga antes de
romperse también es demasiado suave y también debe anularse. La información que
debe incluirse como parte de todos los ensayos de resistencia índice de carga puntual
es la naturaleza de la falla y si esta ocurrió a través de la roca intacta o
prematuramente a lo largo de la junta.
Los valores del Índice de Resistencia de Carga Puntual (Is50) corregidos para un
espécimen de testigo de 50 mm de diámetro se obtienen usando la siguiente fórmula
(ISRM, 1981):
0.45
Is(50)
⎛ De ⎞
⎟
⎜
50 ⎠
⎝
=
P
De2
(B3)
donde :
•
De es el diámetro equivalente e igual al diámetro del espécimen (D) para los ensayos
diametrales o 4AD/π para los ensayos axiales. (A = longitud de la muestra)
•
Is50 es el índice de resistencia de carga puntual
•
P es la carga puntual aplicada a la falla.
El valor de Is50 puede correlacionarse con las resistencias UCS si los ensayos de UCS
se realizan sobre muestras tomadas de los mismos tipos de roca, profundidades,
resistencias, y alteraciones.
Los factores de correlación pueden variar
significativamente dependiendo del tipo de roca.
B2.2.3.3 Índices de Meteorización y/o Alteración
El grado de meteorización describe la descomposición de la roca por el proceso de
erosión mientras que la alteración hidrotermal y/o supergénica describe la alteración y
descomposición de la roca intacta por procesos químicos.
El proceso de meteorización tiende a penetrar desde la superficie hasta cierta
profundidad en el macizo rocoso. Por otro lado, la alteración hidrotermal puede afectar
la resistencia de la roca a una mayor profundidad (algunas veces creando el llamado
“halo” de alteración).
El grado de meteorización, alteración hidrotermal, argilización u otras formas de
alteración pueden causar una reducción en la resistencia y competencia de la roca.
Por ello, es importante registrar el grado de meteorización o alteración representativa
de las condiciones promedio por corrida, a menos que se presente dentro de la corrida
República del Perú
79
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
de perforación un tramo significativo de roca de diferente grado de meteorización. La
Tabla B3 describe el grado de meteorización según el ISRM (1981). Éste proporciona
una medida cualitativa del grado de meteorización para el material de roca original. La
misma tabla puede adaptarse para definir el grado de alteración de la roca.
Tabla B3
Clasificación de la Meteorización de la Roca (ISRM 1981)
Término
Símbolo
Fresca
(FW)
W1
Levemente
Meteorizada
(SW)
Moderadamente
Meteorizada
(MW)
Muy
Meteorizada
(HW)
Completamente
Meteorizada
(CW)
Suelo Residual
W2
W3
W4
W5
W6
Extensión de la
Decoloración
Descripción
Condición de la
Fractura
Característic
as
Superficiales
Sin cambios
Sin signos visibles de
meteorización
Ninguna
Cerrada o
Decolorada
La Decoloración indica
meteorización de la roca
en la superficie de las
discontinuidades. Menos
del 5% de alteración del
macizo rocoso.
Menos del 50% del
material rocoso está
descompuesto y/o
desintegrado hasta el
punto de parecer suelo.
Roca fresca o descolorida
está presente en forma
discontinua o como
núcleos.
<20% del
espaciamiento de
la fractura en
ambos lados de la
fractura.
Decolorada,
puede contener
rellenos de poco
espesor
Decoloración
Parcial
>20% del
espaciamiento de
la fractura en
ambos lados de la
fractura.
Decolorada,
puede contener
rellenos de
espesor
significativo
Decoloración
parcial a total,
no
disgregable
excepto rocas
pobremente
cementadas
Completa
Relleno con
minerales de
alteración
Disgregable y
posiblemente
con agujeros.
Completa
Relleno con
minerales de
alteración
Parece suelo
Completa
N/A
Parece suelo
Más del 50% del material
rocoso está
descompuesto y/o
desintegrado hasta el
punto de parecer suelo.
Roca fresca o descolorida
está presente en forma
discontinua o como
núcleos.
El 100% del material
rocoso está
descompuesto y/o
desintegrado a suelo. La
estructura original está
aún mayoritariamente
intacta.
Toda la roca está
convertida en suelo. La
fábrica y estructura
original de la roca está
destruida. Hay gran
cambio volumen, pero el
suelo no ha sido
significativamente
transportado.
B2.2.4 Datos de Discontinuidad
Las ubicaciones de las discontinuidades del macizo rocoso, espaciamiento y las
propiedades de la superficie son un aspecto importante de la clasificación del macizo
rocoso y se deberá registrar la mayor cantidad de datos posibles durante una
investigación de sitio para reducir la parcialidad.
República del Perú
80
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
B2.2.4.1 Frecuencia de Fracturas y Espaciamiento
La Frecuencia de facturas se utiliza para determinar el espaciamiento entre fracturas
dentro del macizo rocoso. El espaciamiento de la fractura tiene una influencia directa
en la resistencia y comportamiento del macizo rocoso que podría afectar el diseño del
tapón y del pilar corona.
El número de fracturas por metro en el intervalo de la muestra deberá registrarse hasta
un valor máximo de aprox. 25 fracturas/m. Sin embargo, las secciones con zonas de
fallas o testigos rotos deberán distinguirse en la muestra del sondaje con un valor
arbitrario de aprox. 40 fracturas/m. Para la clasificación del macizo rocoso, la zona de
falla o las zonas con testigos rotos podrían clasificarse separadamente del macizo
rocoso adyacente sin fallas para evitar parcialidades indebidas de la clasificación del
macizo de la roca fuente.
A pesar que la frecuencia de las fracturas proporciona una aproximación del
espaciamiento entre las fracturas, también es útil medir el espaciamiento entre las
discontinuidades de la misma familia o conjunto, lo cual sería representativo para ese
intervalo de registro. Este espaciamiento podría compararse con el obtenido por la
frecuencia de fractura y/o usado como espaciamiento de juntas en el sistema de
clasificación del macizo rocoso de Bieniawski.
B2.2.4.2 Orientación de las Discontinuidades
La orientación de las discontinuidades es especialmente importante para el diseño del
pilar corona. La dirección y el ángulo de buzamiento de las discontinuidades pueden
ser registradas del registro de testigos orientados o del mapeo de paredes. Las
orientaciones de discontinuidades pueden influenciar directamente en la estabilidad
global del macizo rocoso dependiendo de la geometría del pilar corona o tapón que se
esté diseñando. Los datos de orientación pueden ser ploteados estereográficamente a
fin de identificar potenciales conjuntos de juntas para análisis cinemáticos.
B2.2.4.3 Condición de la Superficie a lo largo de las Discontinuidades
Las condiciones a lo largo de la superficie de una discontinuidad son registradas con el
fin de evaluar la resistencia y comportamiento de la discontinuidad. Los dos sistemas
de clasificación discutidos requieren una caracterización similar de las propiedades de
discontinuidades.
Condición de Discontinuidades (Sistema RMR de Bieniawski)
Según el criterio de Bieniawski, se asigna un valor particular a la condición general de
las discontinuidades o series de discontinuidades dentro de un intervalo registrado
según su rugosidad, continuidad, abertura, alteración y relleno. Se asigna un valor de
acuerdo a la Tabla B4.
Si existe la disponibilidad de una adecuada cantidad de información sobre
discontinuidades, se puede utilizar la Tabla B5 para asignar valores a cada propiedad
individual de discontinuidad.
República del Perú
81
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Anexo B
Tabla B4
Valores para la Condición de las Discontinuidades (Bienawski 1976)
Condición de la Fractura
RMR76
Superficies muy rugosas, fracturas discontinuas, sin separación, no meteorizadas.
25
Superficies ligeramente rugosas, separación < 1 mm, ligeramente meteorizadas
20
Superficies ligeramente rugosas, separación < 1 mm, muy meteorizadas.
12
Superficies pulidas ó relleno < 5 mm de ancho ó separación = 1 - 5 mm.
Fracturas continuas
6
Relleno blando > 5 mm de ancho ó separación > 5 mm. Fracturas continuas.
0
Tabla B5
Z|Continuida
d
Guía para la Clasificación de Discontinuidades (Bieniawski
1976/1989 RMR)
Abertura
Rugosidad
Meteorización
Relleno
(m)
‘76
(mm)
‘76
Rugosidad
‘76
(mm)
‘76
Alteración
‘76
<1
5
ninguna
5
Muy rugosa
5
Ninguno
5
Ninguna
5
1-3
4
<0.1
4
Rugosa
4
Duro<5
4
Ligeramente
4
3-10
3
0.1-1
3
Ligera
3
Duro>5
3
Moderadamente
3
10-20
1
1-5
1
Suave
1
Blando<5
2
Muy alterada
1
>20
0
>5
0
Resbaladiza
0
blando>5
0
Descompuesta
0
Jn, Jr, Ja, y Jw (Barton et al. Sistema Q)
El sistema del Índice Q de clasificación del macizo rocoso agrupa las características
de las discontinuidades en cuatro grandes categorías; Índice de Sistemas de Juntas
(Jn); Índice de Rugosidad de las Juntas (Jr); Índice de Alteración de las Juntas (Ja); y
Factor de Reducción de Agua de las Juntas (Jw). A continuación se presenta una
breve descripción de cada parámetro y en la Tabla B6 se encuentran sus valores
correspondientes.
Índice de Sistemas de Juntas (Jn)
La categorización según el índice de sistemas de juntas presentes se determina según
la Tabla B6. El parámetro “Jn” a menudo se verá afectado por foliación, esquistosidad,
clivaje o estratificación. Si se encuentran muy desarrolladas, estas “juntas” paralelas
obviamente deberán ser consideradas como un conjunto completo de juntas. Sin
embargo, si hay pocas “juntas” visibles, o sólo fracturas ocasionales en el testigo
debido a esas características, entonces sería más apropiado contarlas como “juntas
aisladas” cuando se evalúe “Jn”.
Índice de Rugosidad de las Juntas (Jr)
El índice de rugosidad promedio de juntas se determina según los valores en la Tabla
B6. Cuando la rugosidad de las juntas varía, deberá utilizarse “el peor escenario” del
principal conjunto de juntas. Varios valores de “Jr” se muestran en la Figura B3.
República del Perú
82
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Figura B7
Representación Ilustrativa de Rugosidad de las Juntas
(Barton, 1987)
Índice de Alteración de Juntas (Ja)
El índice de alteración de juntas se determina según el valor apropiado de la Tabla B6.
Se considera tanto la separación entre las superficies de las juntas como el relleno de
juntas. Una fractura sin relleno tiene una categorización más baja que una fractura
llena y a medida que la alteración se incremente, el “Ja” también aumenta.
Factor de Reducción de Agua en la Juntas (Jw)
Durante el registro de testigos, se desconocen las condiciones de agua en las juntas a
menos que se incorpore en el programa una cámara en el sondaje. Si la condición del
agua de la junta no se puede determinar directamente, se signa un valor de Jw, como
se muestra en la Tabla B6, a la clasificación del macizo rocoso en base a las
condiciones calculadas en el subsuelo. Se pueden considerar otras opciones en base
al influjo de agua esperada en la excavación. Si es posible, el mapeo subterráneo de
las discontinuidades proporcionará una buena indicación in situ de las condiciones del
agua en las juntas.
República del Perú
83
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B6
Parámetros de Discontinuidad del Sistema Q, Descripciones y
Valores Asignados (Barton et al. 1974)
Parámetro
Índice de
Sistemas de
Juntas (Jn)
Índice de
Rugosidad
de las
Juntas
(Jr)
Índice de
Alteración de
las Juntas
(Ja)
Factor de
Redicción de
Agua en las
Juntas (Jw)
B3.
Ítem y Descripción
Valor
Masiva
Un sistema de fracturas
Un sistema de fracturas más una aislada
Dos sistemas de fracturas
Dos sistemas de fracturas más una aislada
Tres sistemas de fracturas
Tres sistemas de fracturas más una aislada
Cuatro o más sistemas de fracturas
Roca triturada
Rugosa y ondulosa
Suave y ondulosa
Rugosa y plana
Suave y plana, o rellena
Resbaladiza y plana
Fracturas sin relleno:
Fracturas sanas
Sólo manchas de superficie, sin alteración
Paredes de la fractura ligeramente alteradas
Recubrimiento limoso o arenoso
Recubrimientos con arcilla
0.5
2.0
3.0
4.0
6.0
9.0
12.0
15.0
20.0
3.0
2.0
1.5
1.0
0.5
0.75
1.0
2.0
3.0
4.0
Fracturas con relleno:
Relleno de arena o roca triturada
Rellenos arcillosos duro de menos de 5 mm de espesor
Rellenos arcillosos blandos de menos de 5 mm de espesor
Rellenos de arcillas expansivas de menos de 5 mm de espesor
Rellenos arcillosos duro de más de 5 mm de espesor
Rellenos arcillosos blandos de más de 5 mm de espesor
Rellenos de arcillas expansivas de más de 5 mm de espesor
Excavación seca o flujo menor de < 5 l/m localmente
Flujo o presión media, lavado ocasional del relleno de la junta
Gran fuljo o alta presión en roca competente con juntas sin relleno
Gran flujo o alta presión
Flujo excepcionalmente alto o presión con voladura que se
desintegra con el tiempo
Flujo o presión altamente excepcional
4.0
6.0
8.0
12.0
10.0
15.0
20.0
1.0
0.66
0.50
0.33
0.2 – 0.1
0.1-0.05
CLASIFICACIÓN DEL MACIZO ROCOSO
Los esquemas de clasificación del macizo rocoso comúnmente utilizados, que se
aplican al diseño del pilar corona y tapón son el sistema de Valoración del Macizo
Rocoso de Bieniawski (RMR) (Bieniawski 1976,1989), y el sistema de Indice Q de
Barton (Barton et al. 1974). Ambos sistemas se basan en criterios empíricos
desarrollados a través de casos estudiados, principalmente de estructuras civiles
subterráneas. Los esquemas de clasificación requieren una caracterización del
macizo rocoso según los procedimientos descritos en la Sección 2.0.
Se requiere de criterio cuando se apliquen los sistemas de clasificación del macizo
rocoso. Los dominios geotécnicos y las regiones estructurales en los cuales se
aplican los sistemas de valorización pueden variar significativamente de un área a
otra, y esto puede tener un gran impacto en los valores obtenidos. Se requiere que el
usuario aplique el sistema de valorización de manera apropiada.
República del Perú
84
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Los dos sistemas de clasificación ponen diferente énfasis en los diferentes
parámetros, y se recomienda que ambos métodos se usen para obtener una
comparación.
B3.1.1 Sistema RMR de Bieniawski
Las guías para el sistema RMR de Bieniawski fueron publicadas por primera vez en
1976 y en la versión de 1989 del sistema de clasificación se hicieron cambios en los
valores de varios parámetros. El sistema RMR ha ganado una amplia aceptación en el
diseño de túneles, cámaras, minas, taludes y cimentaciones, y la aplicación del RMR
para los diseños de pilares corona y tapones se considera factible. Ambas versiones,
la de 1976 y la de 1989 del RMR incorporan los valores de los siguientes cinco
parámetros:
1.
Resistencia de la roca intacta;
2.
RQD;
3.
Espaciamiento de juntas;
4.
Condición de las juntas; y
5.
Agua subterránea.
El RMR se calcula como la suma de los cinco valores de la siguiente manera:
RMR = (1) + (2) + (3) + (4) + (5) – Ajuste por orientación de la junta
(B4)
Las clasificaciones y valores de la versión de RMR de 1976 (RMR76) se muestran en la
Tabla B7. Es importante reconocer cuál versión del sistema de clasificación se está
usando ya que muchas de las aplicaciones empíricas en forma de pautas de diseño se
refieren a una versión específica del sistema RMR. La versión RMR76 se presenta
aquí correlacionada con el sistema Q.
B3.1.2 Ejemplo: Aplicación del RMR en la Evaluación del Macizo Rocoso
Se está llevando a cabo una investigación para el diseño de una galería cercana a la
superficie a ser ubicada aproximadamente a 100 m debajo del terreno de superficie y
actualmente no existe ninguna excavación.
El frente de avance planeado de la galería tiene una orientación hacia el noreste a
través de un macizo de granito ligeramente meteorizado con un sistema dominante de
juntas con dirección aproximada sudeste hacia el frente de avance y buzamiento de
aproximadamente 70º hacia el suroeste. Los ensayos de resistencia a la compresión
uniaxial de los testigos muestran una resistencia UCS promedio de 150 MPa, y en
campo se registró un RQD promedio de 80%. Las juntas son ligeramente rugosas y
alteradas con una separación de <1 mm, están espaciados cada 300 mm. En el
momento en que se realizaron similares excavaciones mineras, las condiciones eran
de húmedo a mojado.
República del Perú
85
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B7
Sistema de Valoración del Macizo Rocoso RMR76 (Bieniawski 1976)
A. PARÁMETROS DE CLASIFICACIÓN Y SUS CATEGORIZACIONES
PARÁMETRO
RANGO DE VALORES
Índice
Resistencia
1
de Carga
del material
Puntual
de roca
Resistencia a la
intacta
Compresión
Para este rango bajo
>8 MPa
4-8 MPa
2-4 MPa
1-2 MPa
>200 MPa
100-200 MPa
50-100 MPa
25-50 MPa
es preferible el
ensayo UCS
Uniaxial
10-25
3-10
1-3
MPa
MPa
MPa
1
0
CATEGORIZACIÓN
15
12
7
4
2
Calidad del testigo de perforación - RQD
90-100%
75-90%
50-75%
25-50%
CATEGORIZACIÓN
20
17
13
8
3
3
Espaciamiento de juntas
>3m
1-3m
0.3-1m
50-300mm
<50mm
CATEGORIZACIÓN
4
<25%
30
25
20
10
5
Superficies muy rugosas
Superficies ligeramente
rugosas
Superficies ligeramente
rugosas
Superficies pulidas
Relleno suave >5mm
Separación <1mm
Separación <1mm
Condiciones
Sin continuidad
de Juntas
Sin separación
Paredes con juntas
apretadas
CATEGORIZACIÓN
25
Paredes con juntas apretada Paredes con juntas sueltas
20
flujo por túnel de
5
2
Ninguno
ó
Relleno <5mm
ó
Juntas abiertas 1-5mm
Juntas continuas
ó
Juntas abiertas >5mm
Juntas continuas
12
6
0
<25 L/min.
25-125 L/min.
>125 L/min.
Problemas severos de agua
Agua
10 m de longitud
subterránea
Condiciones
Completamente
Sólo húmedo
Agua bajo presión
Generales
seco
(agua intersticial)
moderada
10
7
4
0
CATEGORIZACIÓN
B. AJUSTES DE CATEGORIZACIÓN PARA ORIENTACIONES DE JUNTAS
Orientación de juntas
CATEGORIZACIÓN
Muy favorable
Favorable
Regular
Desfavorable
Muy desfavorable
Túneles
0
-2
-5
-10
-12
Cimentaciones
0
-2
-7
-15
-25
Taludes
0
-5
-25
-50
-60
<20
C. CLASES DE MACIZO ROCOSO DETERMINADOS DE LAS CATEGORIZACIONES TOTALES
CATEGORIZACIÓN
100-81
80-61
60-41
40-21
Número de clases
I
II
III
IV
V
Descripción
Roca muy buena
Roca buena
Roca regular
Roca pobre
Roca muy pobre
D. SIGNIFICADO DE LAS CLASES DE MACIZO ROCOSO
Número de clases
Average stand-up time
I
II
10 años para tramo de 5m 6 mesos para tramo de 4m
III
IV
V
1 sm para tramo de 3m
5 hrs para tramo de 1.5m
10 min para tramo de 0.5m
Cohesión del macizo rocoso
>300 kPa
200-300 kPa
150-200 kPa
100-150 kPa
<100 kPa
Ángulo de fricción del macizo rocoso
>45°
40-45°
35-40°
30-35°
<30°
E. EFECTO DE LAS ORIENTACIONES DE LAS JUNTAS EN LOS TÚNELES
Orientación perpendicular para eje de túnel
Conducción con inclinación
Orientación paralela al
Inclinación 0-20°
eje del túnel
sin considerar
Conducción contra la inclinación
Inclinación 45-90°
Inclinación 20-45°
Inclinación 45-90°
Inclinación 20-45°
Inclinación 45-90°
Inclinación 20-45°
la orientación
Muy favorable
Favorable
Regular
Desfavorable
Muy desfavorable
Regular
Desfavorable
Usando el índice RMR76, el valor RMR se calculó de la siguiente manera:
Índice de
Tablas
A.1
A.2
A.3
A.4
A.5
B.
Ítem
Valor
UCS
RQD
Espaciamiento de Discontinuidades
Condición de discontinuidades1
Agua subterránea
Ajuste para orientación de junta2
Categoría
150 MPa
80 %
300 mm
Continuo
< 1 mm
Ligeramente rugoso
Sin relleno
Ligeramente meteorizado
Sub-Total
Húmedo a mojado
Regular
Total
11
17
15
0
3
3
5
4
15
6
-5
59
Nota:
1 Las categorías para la condición de las discontinuidades también se pueden generalizar en el Ítem A.4, o de lo
contrario se puede usar el Ítem E si hay más información disponible. En este ejemplo, se asume que las juntas son
esencialmente continuas en la roca dura.
2 Se considera un ajuste de orientación de juntas para las orientaciones de juntas con buzamiento de 70˚ hacia la
dirección propuesta de conducción. Para esta circunstancia se ha considerado un ajuste de categoría de ‘Regular’.
República del Perú
86
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
El valor RMR de 59 indica que el macizo rocoso es de ‘Regular’ a ‘Bueno’. La
aplicación de esta categorización, ya sea para el tiempo de autosostenimiento del
techo, remediación del soporte del terreno, o la determinación de las propiedades el
macizo rocoso, requiere criterio de ingeniería. Otras aplicaciones del sistema RMR de
Bieniawski pueden encontrarse en la Sección B4.0.
Cabe resaltar que para la evaluación de la calidad el macizo rocoso para propósitos
del análisis del pilar corona, no se han hecho ajustes en términos de orientación de las
juntas (ítem B en el ejemplo anterior).
B3.1.3 Índice Q del Sistema de Barton
Barton et al (1974) analizaron muchos datos relacionados con la calidad del macizo
rocoso con los requerimientos de comportamiento y soporte de las excavaciones
subterráneas. Con este sistema, la estructura del macizo rocoso, las características
de fricción de las fracturas y las resistencias que rodean una abertura son evaluadas y
combinadas para obtener el Índice de Calidad del Túnel (Índice Q). El sistema se
basa en 212 registros de casos de excavación de rocas ígneas, metamórficas y
sedimentarias. Los espacios de aberturas varían entre 5 – 30 m y las profundidades
van desde muy superficial (<50 m) hasta 500 m.
El sistema Q tiene la siguiente fórmula:
⎛ RQD ⎞ ⎛ J r ⎞ ⎛ J w ⎞
⎟⎟ * ⎜⎜ ⎟⎟ * ⎜
Q = ⎜⎜
⎟
⎝ J n ⎠ ⎝ J a ⎠ ⎝ SRF ⎠
(B5)
donde:
•
•
•
•
•
•
RQD
Jn
Jr
Ja
Jw
SRF
=
=
=
=
=
=
denota la Designación de la Calidad de la Roca
el índice de sistemas de juntas
el índice de rugosidad de las juntas
el índice de alteraciones de las juntas
el factor de reducción de agua de la junta
el factor de reducción de resistencia
Si el RQD es menor a 10%, para propósitos de cálculo se emplea un valor de 10. El
sistema Q no incorpora la resistencia de la roca directamente en el sistema de
clasificación. Sin embargo, la resistencia del macizo rocoso en términos de las
condiciones de resistencia in situ es considerada en la estimación del SRF.
El valor de Q varía desde 0.001 para terreno descompuesto de calidad
excepcionalmente pobre hasta 1,000 para roca de calidad excepcionalmente buena que
prácticamente no tiene fracturas. En la Tabla B8 se muestran guías para la valoración
en el sistema Q. Las clases de macizo rocoso se definen de la siguiente manera:
Valoración
del Índice Q
Calidad del
Macizo
Rocoso
0.0001-0.01
0.01-0.1
0.1-1
1-4
4-10
10-40
40-100
100-400
400-1000
Excepcional
mente mala
Extremada
mente
mala
Muy
mala
Mala
Regular
Buena
Muy
buena
Extremada
mente
buena
Excepcion
almente
buena
República del Perú
87
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B8
Índice del Sistema Q (Barton et al. 1974)
DESCRIPCCION
VALOR
1. DESIGNACION DE LA CALIDAD DE LA ROCA
A. Muy pobre
B. Pobre
C. Regular
D. Bueno
E. Excelente
RQD
0 - 25
25 - 50
50 - 75
75 - 90
90 - 100
2. NÚMERO DE FAMILIAS DE DISCONTINUIDADES
A. Macizo intacto
B. Una familia de discontinuidades
C. Una familia y discontinuidades aleatorias
D. Dos familias de discontinuidades
E. Dos familias y discontinuidades aleatorias
F. Tres familias de discontinuidades
G. Tres familias y discontinuidades aleatorias
H. Cuatro o más familias, macizo altamente fracturado
J. Macizo fracturado o roca triturada
Jn
0.5 - 1.0
2
3
4
6
9
12
15
20
3. INDICAR NÚMERO DE RUGOSIDAD
a. Contacto con pared de roca
b. Contacto con pared de roca antes de 10cm de corte
originando desplazamientos
A. Discontinuidades no persistentes
B. Paredes rugosas e irregulares, onduladas
C. Discontinuidades lisas y onduladas
D. Discontinuidades pulidas y onduladas
E. Discontinuidades rugosas pulidas y onduladas
F. Discontinuidades planas
G. Discontinuidades pulidas y planas
c. Sin contacto entre paredes de discontinuidades con
cizallamiento
H. Relleno que contiene arcilla y minerales gruesos suficiente para
prevenir el contacto con pared de roca
J. Arenoso, gravoso o aplastado, zona gruesa suficiente para
prevenir el contacto con pared de roca
4. CONDICIÓN DE ALTERACION
a. Contacto con pared de roca
A. Completamente curado, duro, no-blando, cubierta impermeable
B. Paredes inalteradas, superficie manchada
C. Paredes ligeramente alteradas, capa de minerales blandos,
partículas arenosas, roca desintegrada libre de arcillas, etc.
D.
E.
Limoso, capas arenosas-arcillosa, pequeña fracción de arcilla
Material con baja fracción de capas de arcilla y minerales,
caolinita, mica. También cloruro, talco, yeso y grafito, etc, y
pequeñas cantidades de arcillas. (Capas discontinuas, 1-2mm o
menos)
b. Contacto con paredes de roca (10cm) de fallar por corte
F. Partículas de arena, libre de arcilla, roca desintegrada, etc.
G. Arcilla sobre consolidadas, cubierta de arcilla mineral no-blando
(continuo < 5mm de grosor)
H. Arcilla con mediana o baja consolidación, cubierta suave de
arcilla mineral (continuo < 5mm de grosor)
J. Cubiertas de arcilla, montmorillonita, (continuo < 5mm de
grosor). Valores de Ja depende en porcentaje de partículas de
arcilla, y acceso a agua.
c. No hay contacto con pared de roca cuando hay corte
K. Zonas de desintegración o trituración
L. Roca y arcilla (ver G, H y J por condiciones de arcilla)
M. Zonas limosas o arcilla-arenosa, pequeñas fracciones de arcilla
N. Zonas continuas gruesas o bandas de arcilla (ver G, H y J por
condiciones de arcilla)
O. Zonas o bandas continuas gruesas de arcilla
P. & R. (ver G. H y J para las condiciones de arcilla)
5. PRESENCIA DE AGUA EN EL MACIZO
A. Excavación seca o menor afluencia < 5 l/m localmente
B. Mediana afluencia o presión alta, ocasionada por un depósito de
arena y/o grava de relleno
C. Larga afluencia o presión alta en una roca apta con rellenos
D. Larga afluencia o presión alta
E. Excepcionalmente una alta afluencia o presión de corriente, se
debilita con el tiempo
F. Excepcionalmente una alta presión de afluencia
República del Perú
NOTAS
1. Cuando RQD es reportado o medido como 10 (Incluyendo 0), un
valor nominal de 10 es usado para evaluar Q.
2. Los intervalos RQD de 5,95, 90 y 100 son suficientemente
precisos.
1. Para intersecciones usar (3.0 x Jn)
2. Para portales usar (2.0 x Jn)
Jr
4
3
2
1.5
1.5
1
0.5
1 (nominal)
1. Adicionar 1 si el espaciamiento promedio de la discontinuidad
más representativa fuera mayor que 3m.
2. Jr =0.5 puede ser usado en el caso de que las discontinuidades
pulidas y planas estén orientadas en la dirección de la
resistencia mínima
1 (nominal)
Ja
φr (º)
0.75
1
25 - 35
2
25 - 30
3
20 - 25
4
8 - 16
4
25 - 30
6
16 - 24
8
12 - 16
8 - 12
6 - 12
6
8
8 -12
5
1. Los valores de φr, el ángulo de fricción residual,
diseñado como una guía aproximada para las
propiedades mineralógicas de la alteración de
productos.
6- 24
10 - 13
6 - 24
Jw
1
Presión de agua aprox. (kPa)
<1
0.66
1 - 2.5
0.5
0.33
2.5 - 10
2.5 - 11
0.2 – 0.1
> 10
0.1- 0.05
> 10
88
1. Factores estimados ampliamente; aumenta Jw si
se instala un drenaje.
2. Problemas especiales causados por una
formación de hielo no son considerados.
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B8
Índice del Sistema Q (Barton et al. 1974) (continuación)
DESCRIPCCION
6. FACTOR DE REDUCCION DE ESFUERZOS
a.
A.
B.
C.
D.
E.
F.
G.
SRF
10
Esfuerzos bajos superficiales
J.
K.
Esfuerzos moderados
Esfuerzos altos, estructura muy competente (usualmente
favorable para la estabilidad y quizás desfavorable para la
estabilidad de la pared)
Estallido de roca moderado (macizo casi intacto)
Estallido de roca intenso
5
2.5
7.5
5
2.5
5
Roca exprimida, flujo plástico de roca de baja calidad
bajo influencia de una alta presión en roca
Presión de roca leve
Alta presión de roca
1
σc/σ1
> 200
200 - 10
σt/σ1
>13
13 – 0.66
0.5 – 2
10 - 5
0.66 – 0.33
5 – 10
5 – 2.5
0.33 – 0.16
10 - 20
<2.5
<1.16
2.5
c.
N.
O.
Roca ampollosa, actividad química de formación de
ampollas depende de presencia de agua
Presión de roca moderada
Alta presión de roca
5 – 10
10 – 20
d.
P.
R.
1. Reducir estos valores de SRF por 25 - 50% pero solo si las
zonas de influencia relevantes de corte no intersecte la
excavación.
Roca apta, problemas del esfuerzo en la roca
H.
L.
M.
NOTAS
Las zonas débiles intersectan la excavación, lo que
ocasiona pérdidas de rocas cuando el túnel es
excavado
Múltiples situaciones de las zonas débiles que contienen arcillas
o roca químicamente desintegrada, roca muy suelta en el
entorno (a cualquier profundidad)
Zonas débiles con contenido de arcilla, o roca químicamente
desintegrada (profundidad de la excavación < 50m)
Zonas débiles con contenido de arcilla, o roca químicamente
desintegrada (profundidad de la excavación > 50m)
Múltiples zonas cizalladas con roca competente (arcilla suelta),
roca suelta en el entorno (cualquier profundidad)
Zona de corte isoladas con roca competente (arcilla suelta).
(profundidad de excavación < 50m)
Zona de corte con roca competente (arcilla suelta). (profundidad
de excavación > 50m)
Discontinuidades abiertas, intensamente fracturadas, (cualquier
profundidad)
b.
VALOR
2. Para una fuerte anisotropía del
esfuerzo plástico (si es
medido): cuando 5≤σ1/σ3≤10,
se reduce σc a 0.8σc y σt a
0.8σt. Cuando σ1/σ3 > 10, se
reduce σc y σt a 0.8σc y 0.8σt,
donde:
σc = esfuerzo compresivo
σt = esfuerzo de tensión (carga
puntual)
σ3 es el esfuerzo principal máximo
y mínimo
3. Algunos casos disponibles
donde la profundidad de la
corona bajo la superficie es
menor. Sugerencia el SRF
aumenta de 2.5 a 5 para dichos
casos (ver H).
5 – 10
10 - 15
NOTAS ADICIONALES EN EL USO DE ESTAS TABLAS
Cuando se hacen estimaciones sobre la calidad de roca (Q) las siguientes indicaciones deben estar seguidas en suma en las tablas:
1.
Cuando la perforación del testigo no es posible, el RQD puede ser estimado del número de juntas por unidad de volúmen, en el cual el número de uniones
por metro para cada junta son sumadas. Una simple relación puede ser usada para convertir este número a RQD para el caso de arcilla suelta en macizos
rocosos:
RQD = 115 - 3.3 Jv (aprox.), donde Jv =número total de uniones por m3 (0 < RQD < 100 a 35 > Jv >45).
2.
El parámetro Jn representa el número de juntas afectadas por foliación, esquistosidad, pizarras, clivaje o estratificación etc. Si el esfuerzo es grande, estas
juntas paralelas deben de ser evidentemente incluidos como una sola discontinuidad. Sin embargo, si hay algunas juntas visibles, o si solo existen fracturas
aleatorias en el testigo son debido a estos esfuerzos.
3.
Los parámetros Jr y Ja (representan un esfuerzo cortante) deben ser relevantes a las juntas más visibles o a la discontinuidad con mayor cantidad de relleno
de arcilla en una zona determinada. Sin embargo, si la discontinuidad con un mínimo valor de Jr/Ja esta sería favorable para estabilidad. Luego, menos
favorables son las discontinuidades mas significativas con un mayor valor de Jr/Ja, esto debe ser usado cuando Q es evaluado. El valor de Jr/Ja debe ser
descrito en la superficie mas probable de falla de inicial.
4.
Cuando el macizo rocoso contiene arcilla, el factor SRF apropiado para la pérdida de esfuerzos deben ser evaluado. En dichos casos el esfuerzo de la roca
intacta es de poco interés. Sin embargo, cuando las juntas son pocas y la arcilla es ausente, la estabilidad dependerá de la relación roca- esfuerzo/rocaresistencia. Los esfuerzos anisotrópicos son desfavorables para la estabilidad y es bruscamente determinado como en la nota 2 en la tabla de la evaluación
del factor de reducción de esfuerzos.
5.
Los esfuerzos compresión y tracción (σc y σt) de la roca intacta deben ser evaluados en condiciones saturadas si es apropiado para las condiciones in-situ
presentes y futuras. Debe hacerse un estimado muy conservador de los esfuerzos para aquellas rocas que se deterioran cuando son expuestas a
condiciones de humedad o saturación.
República del Perú
89
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
B3.1.4 Ejemplo: Aplicación del Sistema Q en la evaluación del Macizo Rocoso
El mismo ejemplo que se presentó en el sistema RMR, Sección B3.1, será usado
nuevamente para ilustrar la aplicación del procedimiento de clasificación del sistema Q.
El frente de avance propuesto a ser ubicado aproximadamente a 100 m debajo del
terreno tiene una orientación noreste a través de granito ligeramente meteorizado con
un sistema de juntas dominante con dirección aproximada hacia el sudeste hacia el
frente de avance y con buzamiento aproximado de 70º hacia el suroeste. Los ensayos
de resistencia a la compresión uniaxial de los testigos muestran una resistencia UCS
promedio de 150 MPa, y en campo se registró un RQD promedio de 80%. Las juntas
ligeramente rugosas y ligeramente alteradas con una separación de <1 mm, se
encuentran espaciadas cada 300 mm. En el momento en que se realizaron similares
excavaciones mineras, las condiciones eran de húmedo a mojado.
El RQD se aplica directamente al sistema RQD sin ajustes.
El número de conjunto de juntas (Jn) puede considerarse como un gran conjunto de
juntas, pero en la mayoría de ambientes de macizos rocosos, un conjunto adicional de
juntas menor o un conjunto de juntas discontinuas generalmente influye en el
comportamiento. Por lo tanto, de manera conservadora, se considera un Jn de 3 para
un conjunto de juntas más una aislada.
El número de rugosidades de la junta (Jr) puede ser considerado para una superficie
de junta ligeramente rugosa. Ya que no existe una categorización para una superficie
de junta ligeramente rugosa, se han considerado una Jr de 1.5 para una superficie
rugosa y plana, y un Jr de 1.0 para una superficie suave y plana. Tomando una
combinación de los dos criterios se obtiene un promedio de una Jr de 1.25 para una
discontinuidad suave a rugosa plana.
El número de alteración de juntas (Ja) puede ser considerada para superficies de
juntas ligeramente alteradas. Esta descripción puede aplicarse directamente a una Ja
de 2.0 para paredes de juntas ligeramente alteradas.
La reducción de agua en la junta (Jw) puede considerarse para las condiciones de
húmedo a mojado. Según esta descripción, y considerando una excavación de 100 m
por debajo de la superficie con una napa freática hidrostática, un cálculo conservador
podría considerar una excavación bajo un flujo o presión media con una Jw de 0.66.
Se tendrá que considerar el factor de reducción de resistencia (SRF) para la
profundidad de la excavación de la mina. Si la excavación es de aproximadamente
100 m por debajo de la superficie, usando del SRF para un problema de resistencia de
roca competente, podemos estimar que el frente de avance se encuentra por debajo
de ambiente de resistencia media por medio del cual 200 < UCS/σ1 < 10. Según esto
se obtiene un SRF de 1.0.
Los anteriores parámetros se aplican al sistema Q de la siguiente manera:
⎛ 80 ⎞ ⎛ 1.25 ⎞ ⎛ 1.0 ⎞
Q = ⎜ ⎟×⎜
⎟ = 11
⎟×⎜
⎝ 3 ⎠ ⎝ 2 ⎠ ⎝ 1.0 ⎠
De los anteriores parámetros se obtiene un valor Q de 11. Esto sugiere una calidad
‘Buena’ de macizo rocoso para el pilar corona. Así como para el sistema RMR, las
República del Perú
90
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
determinaciones del sistema Q y sus aplicaciones requieren un criterio sólido y
familiaridad con el macizo rocoso fuera de los parámetros dados. Gran parte de la
selección de parámetros es subjetiva y la experiencia previa influenciará en la
selección de parámetros.
B3.1.5 Correlación RMR & Sistema Q
Para una verificación adicional de la validación de los parámetros y criterios, se
recomienda que se consulten ambos sistemas, el RMR y el Q, para asegurar la mayor
cantidad de información relevante posible utilizada para la clasificación del macizo
rocoso.
Además, la categorización RMR para un macizo rocoso puede
correlacionarse directamente con el valor Q. En base a 111 historias de casos en todo
el mundo, se puede aplicar la siguiente relación (Bieniawski, 1976):
RMR76 = 9 ln Q + 44
ó
⎛ RMR − 44 ⎞
Q = exp⎜
⎟
9
⎝
⎠
(B6)
Cabe resaltar que hay cierta dispersión en los datos. Es evidente que hay cierto grado
de error inherente en el uso de estos sistemas, sin importar el cuidado con que se
haya hecho la clasificación del macizo rocoso.
Si la anterior ecuación de correlación se aplica en el ejemplo de práctica discutido en
la Sección B3.1 y B3.2, para un Q de 11, existe la siguiente correlación:
RMR = 9 ⋅ ln (11) + 44 = 65.6
Al comparar el RMR calculado de 65.6 con el RMR de 59 indexado (Sección B3.1), es
evidente que existe cierta distorsión en los datos. Una de las razones por las cuales
sucede esto es el ajuste de la orientación de la junta que fue aplicado al índice RMR
pero no que fue considerado para el sistema Q. Si no se aplica el ajuste de
orientación de juntas al RMR, entonces se aplica un RMR de 64 al macizo rocoso
logrando una mayor correlación con el sistema Q. En general, los esquemas de
clasificación RMR y Q pueden proporcionar resultados consistentes con relación a la
clasificación del macizo rocoso, y la aplicación de estos sistemas de categorización
para la aplicación del anterior ejemplo se realizó razonablemente bien.
B4.
APLICACIONES DE LA CLASIFICACIÓN DEL
MACIZO ROCOSO
Los resultados de la clasificación del macizo rocoso pueden aplicarse directamente a
las guías empíricas relacionadas con el tiempo de autosoporte de la excavación.
También se pueden incorporar en los cálculos de resistencia y deformación del macizo
rocoso utilizados para calcular las resistencias de corte. El siguiente texto presenta
varias aplicaciones de los sistemas de clasificación RMR de Bieniawski y el índice Q
de Barton anteriormente presentados en la Sección B3.0.
República del Perú
91
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
B4.1.1 Criterios de Diseño Empírico
Los sistemas de clasificación del macizo rocoso son utilizados como base para
métodos de diseño empírico. Estos métodos fueron desarrollados para ser usados en
excavaciones de ingeniería civil donde la geometría es generalmente mucho más
simple que en las minas.
Es necesario resaltar que a pesar que el siguiente criterio de diseño se basa en sólida
evidencia empírica, las recomendaciones de diseño sólo deben ser tomadas como
guías. Es responsabilidad del usuario la aplicación de estas guías de manera
justificable, y desarrollar cualquier análisis empírico con métodos de análisis más
completos. Los criterios de análisis tanto para el RMR de Bieniawski como para el
sistema Q de Barton son presentados en este documento.
B4.1.2 Uso del Sistema RMR de Bieniawski para el Diseño
Bieniawski (1989) ha relacionado el valor RMR para el tiempo de autosoporte de un
espacio activo, sin soporte, tal como se muestra en la Figura B6.
Otros criterios empíricos de diseño relacionados con el soporte de techo y excavación
se encuentran disponibles en los documentes de la referencia. (Bieniawski 1974, 1976,
1989)
B4.1.3 Uso del Sistema Q de Barton para el Diseño
En relación al sistema Q para requerimientos de estabilidad y soporte de las
excavaciones subterráneas, Barton et al. (1974) entre otros, han desarrollado criterios
empíricos de diseño para ser usados en aplicaciones prácticas.
Para las recomendaciones de instalación del soporte del techo en excavaciones
subterráneas en base al valor del Índice Q, se utiliza la Relación de Soporte de
Excavación (Excavation Support Ratio - ESR). El valor del ESR se relaciona con el
uso que se dará a la excavación y el grado de seguridad requerido para mantener su
estabilidad durante un periodo adecuado de tiempo. Barton et al (1974) han
presentado los siguientes valores:
Categoría de Excavación
ESR
A
Aberturas mineras temporales.
3-5
B
Aberturas mineras temporales, túneles de agua para hidroenergía
(excluyendo tuberías de carga de alta presión), túneles piloto,
socavones, y frentes de avance para grandes excavaciones.
1.6
Cuartos de almacenamiento, plantas de tratamiento de agua, túneles
pequeños de carreteras y líneas de tren, cámaras de compensación,
túneles de acceso.
1.3
D
Estaciones de energía, túneles grandes de carreteras y líneas de tren,
cámaras de defensa civil, intersección de portales.
1.0
E
Estaciones subterráneas de energía nuclear, estaciones ferroviarias,
instalaciones deportivas y públicas, fábricas.
0.8
C
República del Perú
92
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Figura B8
Relación entre Tiempo de Autosoporte, Espaciamiento del Techo y
RMR (Bieniawski, 1989)
El espacio máximo sin soporte puede ser calculado por el ESR y Q de la siguiente
manera (Barton et al 1980):
Espacio Máximo (sin soporte)= 2 ESR Q0.4
(B7)
En base al análisis de registros de casos, se ha estimado la siguiente correlación entre
Q y la presión de soporte permanente del techo (Grimstad & Barton 1993):
Proof =
2 J n Q −1 / 3
(B8)
3J r
Otros criterios empíricos de diseño relacionados con el soporte del techo y excavación
se encuentran disponibles en los documentos de la referencia (Barton et al. 1974,
1976, 1980, 1992, Grimstad & Barton 1992, 1993)
B4.2
DERIVACIÓN DE PARÁMETROS DEL MACIZO ROCOSO
Los resultados de la clasificación del macizo rocoso puede ser utilizado para generar
varios parámetros relacionados con sus propiedades elásticas y de resistencia, los que
pueden ser aplicados para determinar su resistencia o para el modelamiento numérico
del pilar corona o tapón. La derivación de los parámetros del macizo rocoso
proporcionará un estimado más razonable de su resistencia y comportamiento como
un todo, en lugar de usar resistencias y deformaciones de muestras de roca intacta de
resultados de ensayos de laboratorio.
República del Perú
93
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Las siguientes secciones introducen la teoría relacionada con los criterios de falla de
Hoek-Brown y Mohr-Coulomb. Usando estos criterios de falla se pueden derivar
estimados razonables de parámetros de macizo rocoso para ser utilizados en
ecuaciones empíricas de diseño y modelamiento numérico.
B4.2.1 Propiedades Elásticas
El análisis numérico de resistencias inducidas para la minería requiere una estimado
bastante exacto del módulo (Em) de deformación y relación de Poisson. El primer
parámetro puede estimarse usando la categorización RMR para el macizo rocoso, de
la siguiente manera (Bieniawski, 1989):
( RMR −10 )
E m = 10
40
GPa
(B9)
Varios investigadores han encontrado que esta ecuación proporciona un estimado
razonable del modulo de deformación para una macizo rocoso que puede ser útil
cuando se tiene muy poca información de campo.
Para materiales típicos de roca dura, la relación de Poisson varía entre 0.15 y 0.30
(Hoek y Brown, 1980). Para estudios de modelamiento, generalmente se asumen
valores de 0.2 a 0.25.
B4.2.2 Criterio de Falla Generalizado de Hoek-Brown (Hoek 2002)
El criterio de falla empírico del macizo rocoso de Hoek-Brown originalmente propuesto
por Hoek y Brown (1988) ha ganado amplia aceptación como un estimado razonable
de la resistencia del macizo rocoso desde que fue propuesto por primera vez. El
criterio general es el siguiente:
⎛
⎞
σ'
σ = σ + σ ci ⎜⎜ m b 3 + s ⎟⎟
σ ci
⎝
⎠
'
1
a
'
3
(B10)
donde
mb
s, a
= valor de la constante m para el macizo rocoso
= constantes que dependen de las características del macizo rocoso (s=1 para la
roca intacta)
σ'c
= resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta
σ '1
= esfuerzo principal mayor en la falla 
σ '3
= esfuerzo principal menor aplicado
Los valores de constantes de materiales mb, s y a pueden calcularse del RMR
(Bieniawski’s versión 1976), asumiendo condiciones totalmente secas y una
orientación favorable de las juntas.
El Índice de Resistencia Geológica (GSI) fue introducido para ayudar a definir las
constantes de materiales, las cuales varían dependiendo del método de excavación y
ubicación. Para calcular el GSI a partir del RMR, se deberán usar las siguientes
relaciones.
República del Perú
94
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Para RMR76 > 18, GSI = RMR76 (aplicar valoración de agua subterránea de 10);
Para RMR76 < 18, GSI = 9 ln(Q )+ 44;
Para RMR89 > 23, GSI = RMR89 - 5 (aplicar valoración de agua subterránea de 5); y
Para RMR89 < 23, GSI = 9 ln(Q) + 44
La Tabla B9 presenta valores de la constante mi para la roca intacta por grupo de roca.
La relación entre mb/mi, s y GSI es de la siguiente manera (Hoek et al., 1995):
Para GSI > 25 (macizos rocosos no alterados)
mb
⎛ GSI − 100 ⎞
= exp⎜
⎟
mi
28
⎠
⎝
(B12)
⎛ GSI − 100 ⎞
s = exp⎜
⎟
9
⎝
⎠
(B13)
a = 0.5
Para GSI < 25 (macizos rocosos no alterados)
s=0
a = 0.65 −
Tabla B9
GSI
200
(B14)
Valores Típicos para mi para el Criterio de Hoek y Brown (1988)
Tipo de Roca
Clase
Grupo
Sedimentaria
Clástica
Gruesa
Conglomerado
(22)
Orgánica
No clástica Carbonatadas
Brecha
(20)
Químicas
Textura
Media
Fina
Arenisca
Limolita
19
9
Grauvaca
(18)
Carbón
(8-21)
Caliza
Dolomita
(10)
8
Gipsonita
Anhidrita
16
13
Hornfels
Cuarcita
(19)
24
Anfibolita
Milonita
31
(6)
Esquistos
Filita
(10)
(10)
Riolita
(16)
Dacita
(17)
Andesita
19
Dolerita
Basalto
(19)
(17)
Muy Fina
Argilita
4
Igneas
Metamórfica
Mármol
9
Levemente
Migmatita
foliadas
(30)
Gneiss
Pizarra
Foliadas*
33
9
Granito
Obsidiana
33
(19)
Granodiorita
Claras
(30)
Diorita
(28)
Gabro
27
Oscuras
Norito
22
Aglomerado
Brecha
Tufo
Piroclásticas extrusivas
(20)
(18)
(15)
* Estos valores son para especímenes de roca intacta con foliación ensayados normalmente.
El valor puede variar si la ruptura ocurre a lo largo de la foliación (Hoek 1983)
No foliadas
República del Perú
95
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
En la Tabla B10 se presentan diferentes calidades de macizos rocosos, según Hoek et
al. (1995).
Hoek et al. (2002) introdujo el factor D, el cual depende del grado de alteración al cual
ha estado sujeto el macizo rocoso por daño de voladura y relajación del esfuerzo. D
varía desde 0 para macizos rocosos in situ no disturbados hasta 1 para macizos
rocosos muy disturbados. Los valores D sugeridos se encuentran en la Tabla B11.
El factor de disturbación se toma en cuanta usando las siguientes ecuaciones:
mb
⎛ GSI − 100 ⎞
= exp⎜
⎟
mi
⎝ 28 − 14D ⎠
(B15)
⎛ GSI − 100 ⎞
s = exp⎜
⎟
⎝ 9 − 3D ⎠
(B16)
a=
(
1 1 −GSI/15
+ e
− e −20/3
2 6
)
(B17)
Para las propiedades del macizo rocoso, la resistencia a la compresión uniaxial se
obtiene colocando σ'3 = 0 en la Ecuación 1, dando:
σ c = σ ci s a
(B18)
El esfuerzo de tensión del macizo rocoso es:
σt = −
sσ ci
mb
(B19)
El modulo de deformación del macizo rocoso, incluyendo el factor D, se expresa de la
siguiente manera:
Para σci ≤ 100 MPa:
⎛ D⎞ σ
E m (GPa) = ⎜1 − ⎟ ci × 10
2 ⎠ 100
⎝
(GSI −10)
40
(B20)
Para σci > 100 MPa:
⎛ D⎞
E m (GPa) = ⎜1 − ⎟ ⋅ 10
2⎠
⎝
( GSI −10 )
40
donde σci es la resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta.
República del Perú
96
Ministerio de Energía y Minas
(B21)
Anexo B
B4.2.3 Criterio de Falla de Mohr-Coulomb
Muchos de los cálculos y análisis numéricos usados en el diseño geotécnico se
apoyan en el criterio de Mohr-Coulomb y sus parámetros de resistencia al corte,
cohesión efectiva (c’), ángulo de fricción efectivo ( φ '), y resistencia al corte ( τ ). La
resistencia al corte se relaciona con los parámetros c’ del macizo rocoso y φ ' a través
de la aplicación de resistencia normal σ, según la siguiente ecuación:
τ = c ' + σ tan φ '
(B22)
Los parámetros c' y φ ' puede derivarse de los parámetros del criterio de falla de
Hoek-Brown mb, s, y a, según las siguientes ecuaciones que relacionan los criterios de
falla de Hoek-Brown y Mohr-Coulomb:
(
)
a −1
⎡
6amb s + mbσ 3' n
φ = sin ⎢
⎢⎣ 2(1 + a )(2 + a ) + 6amb s + mbσ 3' n
'
−1
(
)
a −1
⎤
⎥
⎥⎦
σ ci [(1 + a )s + (1 − a )mbσ 3' n ](s + mbσ 3' n )
(B23)
a −1
c' =
(
(1 + a )(2 + a )
(
1 + 6amb s + mbσ
) )/ ((1 + a )(2 + a ))
' a −1
3n
(B24)
donde σ 3n = σ 3' max / σ ci
Para determinar el σ 3' max primero es necesario definir la ‘resistencia del macizo rocoso’
total que, tal como lo propusieron Hoek y Brown, podría calcularse de la siguiente
relación:
'
σ cm
=
2c ' cos φ '
1 − sin φ '
(B25)
con c' y φ ' determinados para el rango de resistencia σ t < σ 3' < σ ci / 4 dando:
'
= σ ci ⋅
σ cm
(mb + 4s − a(mb − 8s ))(mb / 4 + s )a −1
2(1 + a )(2 + a )
(B26)
De un grupo de estudios de túneles y taludes, se determinaron curvas características
'
para la resistencia efectiva in situ del macizo rocoso.
que relacionan a σ 3' max y σ cm
Las siguientes ecuaciones han sido ajustadas para estas curvas:
Para túneles:
'
⎛ σ cm
⎞
σ 3' max
⎟⎟
= 0.47⎜⎜
'
H
γ
σ cm
⎝
⎠
República del Perú
97
−0.94
(B27)
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
donde el término γH se refiere al esfuerzo vertical efectivo, siendo γ el peso unitario
del macizo rocoso, y H es la profundidad del túnel por debajo de la superficie. Si el
esfuerzo horizontal efectivo es mayor que el esfuerzo vertical efectivo, el esfuerzo
horizontal efectivo deberá usarse en lugar de γH .
mb, s y a son constantes que dependen de la
composición, estructura y condiciones superficiales
de la masa de roca
MUY POBRE Superficies altamente pulidas y
desgastadas por intemperización con revestimiento
de arcilla blanda o rellenos arcillosos
σc' = esfuerzo compresivo uniaxial de testigos de
roca intacta
POBRE Superficies altamente pulidas y desgastadas
por intemperización con revestimientos compactos o
rellenos que contienen fragmentos de roca angular
σ3' = menor esfuerzo principal efectivo en falla
MUY BUENO Muy rugoso, superficie sin alteración
σ1' = mayor esfuerzo principal efectivo en falla
CONDICIONES SUPERFICIALES
CRITERIO GENERALIZADO DE HOEK-BROWN
ACEPTABLE Suave/Liso, moderadamente resistente
a la intemperización o superficies alteradas
Cálculo de Constantes mb/mi, s y a para el Criterio de Hoek & Brown
(1988) (Hoek et al., 1995)
BUENO Rugoso, ligeramente alteradas, manchas de
óxido de hierro
Tabla B10
0.4
0.26
0.015
0.5
20000
0.25
62
0.16
0.003
0.5
9000
0.25
48
0.08
0.0004
0.5
3000
0.25
34
0.11
0.001
0.5
0.07
0
0.53
ESTRUCTURA
FRACTURADO- muy buena masa
de roca no alterada que consiste
en bloques cúbicos formados por
una familia ortogonal de
discontinuidades
MUY FRACTURADOinterconectado, el macizo rocoso
se encuentra parcialmente
alterado y disturbado con bloques
multifacéticos angulares formados
por cuatro o mas discontinuidades
FRACTURADO/FOLIADO- foliado
y fallado con discontinuidades
formadas por rocas angulares
TRITURADO- pobremente
interconectado, macizo rocoso
fuertemente disturbado con
mezcla de bloques angulares y
redondeados.
República del Perú
mh / mf
0.6
s
0.19
0.062
a
0.5
0.5
Em
75000
40000
v
0.2
0.2
GSI
85
75
mh / mf
0.4
0.29
s
0.062
0.021
a
0.5
0.5
0.16
0.003
0.5
Em
40000
24000
9000
5000
2500
v
0.2
0.25
GSI
75
65
0.25
48
0.25
38
0.3
25
0.12
0.001
0.5
6000
0.25
40
0.08
0
0.5
3000
0.3
30
0.06
0
0.55
2000
0.3
20
0.08
0
0.5
3000
0.3
30
0.06
0
0.55
2000
0.3
20
0.04
0
0.6
1000
0.3
10
mh / mf
0.24
0.17
s
0.012
0.004
a
0.5
0.5
Em
18000
10000
v
0.25
0.25
GSI
60
50
mh / mf
0.17
0.12
s
0.004
0.001
a
0.5
0.5
Em
10000
6000
v
0.25
0.25
GSI
50
40
98
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Tabla B11
Guías para el Cálculo del Factor D de Disurbación para
Excavaciones Subterráneas (Hoek et al., 2002)
Descripción del Macizo Rocoso
Voladura o excavación controlada de excelente
calidad a través de Máquina Perforadora de Túneles
que da como resultado alteración mínima
disturbadora del macizo rocoso.
Excavación mecánica o manual para macizos
rocosos de calidad pobre que da como resultado
daño mínimo.
Problemas de compresión que dan como resultado el
levantamiento del piso sin instalación de control del
terreno.
Voladura de calidad muy pobre en macizo rocoso
duro dando como resultado daño severo local hasta
2 a 3 m en el macizo rocoso..
B5.
Valor Sugerido de D
D=0
D=0
D = 0.5
D = 0.8
REFERENCIAS
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Proc. Sym. on Exploration for Rock Engineering, Johannesburg.
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Mech. Vol. 6, No. 4.
Barton, N., Loset, F., Lien, R., and Lunde, J., 1980, “Applications of the Q-System in
Design Decisions”. In Subsurface Space, (ed. M. Bergman) 2, 553-561, New
York: Pergamon.
Bieniawski, Z.T., 1974, “Geomechanics Classification of Rock Masses and its
Application in Tunneling”, Proc. Third International Congress on Rock
Mechanics, ISRM, Denver, Volume 11A, 1974, pp. 27-32.
Bieniawski, Z.T., 1976, “Rock Mass Classification in Rock Engineering”, Proc.
Symposium on Exploration for Rock Engineering, Johannesburg, Volume 1,
1976, pp. 97-106.
Bieniawski, Z.T., 1989, "Engineering Rock Mass Classifications", John Wiley and Sons.
Brown, E.T., 1981, "Rock Characterization Testing and Monitoring - ISRM Suggested
Methods", Pergamon Press, London, England, p. 32.
CIM, 1999. “Design and Construction of Túnel Plugs and Bulkheads” Seminar
Presented at the CIM Annual General Meeting, Calgary, Alberta, May 2, 1999.
Chappell, B.A., 1987, "Structural Response and Rock Bolting of a Rock Mass", Mining
Technology No. 4.
Golder, 2000. Rock Mass Classification.
Associates Ltd.
República del Perú
99
Internal document prepared by Golder
Ministerio de Energía y Minas
Anexo B
Grimstad, E., Barton, N., Lien, R., Lunde, J., Loset, F., 1986, "Classification of Rock
Masses with Respect to tunnel Stability õ New Experiences with the Q System
(in Norwegian)" Geotek nikk, 301.1 - 3.18, Tapir Press.
Grimstad, E., Barton, N., 1993, “Updating the Q System for NMT”, proc. inter. symp. on
sprayed concrete – modern use of wet mix sprayed concrete for underground
support, Fagernes (eds Kompson, Obsahl and Berg), Osslo: Norwegian Concrete
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Hoek, E., Brown, E.T., 1980, "Underground Excavations in Rock", Institute of Mining
and Metallurgy, London, England.
Hoek, E., Brown, E.T., 1988, "The Hoek-Brown Failure Criterion - A 1988 Update",
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Hoek, E., Kaiser, P.K. and Bawden, W.F. (1995). Support of Underground Excavations
in Hard Rock. Rotterdam, Balkema.
Hoek,
E., 2000, “Rock Mass Classification”, Practical Rock
www.rocscience.com/hoek/Practical RockEngineering.asp.
Engineering,
Hoek, E., Carranza-Torres, C. and Corkum, B. (2002). Hoek-Brown failure criterion –
2002 edition. Proc. Of the 5th North American Rock Mechanics Symposium and
the 17th Tunneling Associateion of Canada Conference: NARMS – TAC 2002,
Toronto. Univ. of Toronto Press, pp. 267 – 273.
Hutchinson, J., Diederichs, M.Sc., 1996, “Cabblebolting in Underground Mines”, BiTech
Publishers Ltd., Richmond, B.C.
Kirsten, H.A.D., 1983, "The Combined Q-NATM System for the Design and
Specification of Primary Tunnel Support", S. African Tunnelling, No. 6.
Laubscher, D.H., 1984, "Design Aspects and Effectiveness of Support Systems in
Different Mining Conditions", Trans. Inst. Min. Metall. No. 93.
Laubscher, D.H., Page, C.H., 1990, "The Design of Rock Support in High Stress or
Weak Rock Environments", presented at the 92nd Annual General Meeting of
CIM, Ottawa, May.
Laubscher, D.H., 1990, "A Geomechanics Classification System for the Rating of Rock
Mass in Mine Design", Journal of the South African Institute of Mining and
Metallurgy, Volume 90, No. 10, October, pp. 257-273.
Milne et al., “Rock Mass Characterisation for Underground Hardrock Mines”. pp. 3-4.
http://mining.ubc.ca/rock/publications/Rock%20Mass-can-tun98.fnl-3.PDF
MOSHAB, 1997 Geotechnical Considerations in Underground Mines”, Guideline –
Department of Industry and Resources, Government of Western Australia.
Priest, S.D., Hudson, J.A., 1976, "Discontinuity Spacings in Rock", Int. Journal of Rock
Mech. and Min. Sci. #13.
República del Perú
100
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
Anexo C
Fundamentos Teóricos de las
Hojas de Cálculo para el
Cálculo de Pilares Corona
República del Perú
101
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
Sección
C1.
Página
FUNDAMENTOS TEÓRICOS DE LAS HOJAS DE CÁLCULO PARA EL
CÁLCULO DE PILARES CORONA ................................................................. 105
C1.1 Cálculos en las Hojas de Cálculo para la Evaluación del Pilar
Corona.................................................................................................... 105
C1.2 Hoja de Cálculo de Ancho Escalado Crítico....................................... 108
C1.3 Hoja de Cálculo de Chimeneas/Hundimiento ..................................... 109
C1.3.1 Hundimiento en Bloque .......................................................................... 109
C1.3.2 Desintegración de Chimeneas ............................................................... 111
LISTA DE TABLAS
Tabla C1
Tabla C2
Coeficientes α y β para Condiciones de Extremos Sujetados ................. 107
Coeficientes α y β para Condiciones de Extremos Indentados ............... 107
LISTA DE FIGURAS
Figura C1 Ancho Escalado Crítico vs. Calidad del Macizo Rocoso (CANMET, 200)109
Figura C2 Dibujo del Modelo de Elipsoide para Roca Hundida, según Janelid y
Kvapil, 1966 ............................................................................................. 110
Figura C3 Progresión Asumida de la Falla de la Chimenea por Rotura debida al
Corte (Canmet 2006) ............................................................................... 111
Figura C4 Aplicación del Método de Rebanadas para Calcular el Esfuerzo de Corte
Resistente a la Desintegración de Chimeneas ........................................ 112
Figura C5 Potencial de Falla Ascendente en la Dirección del Buzamiento en la
Desintegración de Chimeneas ................................................................. 113
República del Perú
103
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
C1.
FUNDAMENTOS TEÓRICOS DE LAS HOJAS DE
CÁLCULO PARA EL CÁLCULO DE PILARES
CORONA
La presente guía se complementa con las siguientes hojas de cálculo desarrolladas en
MS Excel:
•
Cálculo Pilar Corona.xls
•
Cálculo Ancho Escalado.xls
•
Cálculo Chimenea-Hundimiento.xls
Los archivos MS Excel correspondientes se encuentran disponibles en el portal
electrónico del Ministerio de Energía y Minas:
http://www.minem.gob.pe/dgaam/normas_tecdisamb.asp
En las siguientes secciones se presentan los fundamentos teóricos que sustentan las
diversas fórmulas incluidas en las hojas de cálculo.
C1.1
CÁLCULOS EN LAS HOJAS DE CÁLCULO PARA LA EVALUACIÓN DEL
PILAR CORONA
Cálculo de la resistencia al corte del pilar corona:
Hoek- Brown:
τ xz = (cot φixz − cos cot φixz )
φixz = arctan
1
4hxz cos 2 θ xz − 1
⎛
1
θ xz = ⎜ 90 + arctan
3⎜
⎝
hxz = 1 +
mσ c
8
⎞
⎟
3
hxz − 1 ⎟⎠
1
16(mσ x + sσ c )
3m 2σ c
m y s son las constantes del material del criterio de fractura de Hoek-Brown y σc es la
resistencia a la compresión uniaxial de la roca intacta.
m = mi × e
s=e
República del Perú
RMR −100
28−14 D
RMR −100
9 −3 D
105
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
donde
mi = es el valor de la constante m para la roca intacta; y
D es el factor de disturbación (0 – no disturbado; 1 – disturbado).
Mohr-Coulomb:
τ xz = c x + σ ′x tan φ x
El esfuerzo al corte σyz está dada por la sustitución de los valores yz en lugar de los
parámetros subíndices xz y σy en lugar de σz`.
Los esfuerzos efectivos laterales σ'x y de σ'y se pueden determinar por las dimensiones
del pilar:
σx =
σy =
γ r × hr × k x
2
γ r × hr × k y
2
donde kx y ky representan las relaciones del esfuerzo horizontal al esfuerzo vertical en
las direcciones x e y, respectivamente.
Factor de seguridad contra el corte:
F .S . =
2 ⎛ τ xz τ yz
⎜
+
γ r ⎜⎝ a
b
⎞
⎟⎟
⎠
Esfuerzos de flexión:
σ max
My 6M 6 βa 2
=
= 2 = 2
I
hr
hr
β depende de la relación dimensional del pilar y de las condiciones del borde (sujetado
o abisagrado) y se muestra en las Tablas C1 y C2.
Factor de seguridad contra la compresión
F .S . =
σ allowable
σ allowable
=
σ x + σ max γ r × hr × k x 6 βa 2
2
+
hr2
Factor de seguridad contra el agrietamiento por tracción:
F .S . =
σ allowable
σ allowable
=
σ x − σ max γ r × hr × k x 6β a 2
2
República del Perú
106
−
hr2
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
Tabla C1
Coeficientes α y β para Condiciones de Extremos Sujetados
Extremos Sujetados
b/a
α
w
MxBorde
MxCentro
MyBorde
MyCentro
1
1,265E-03
-5,1334E-02
2,2905E-02
-5,1334E-02
2,2905E-02
1,1
1,510E-03
-5,8150E-02
2,6400E-02
-5,3800E-02
2,3140E-02
1,2
1,725E-03
-6,3898E-02
2,9972E-02
-5,5408E-02
2,2840E-02
1,3
1,911E-03
-6,8700E-02
3,2712E-02
-5,6330E-02
2,2170E-02
1,4
2,068E-03
-7,2592E-02
3,4974E-02
-5,6803E-02
2,1266E-02
1,5
2,197E-03
-7,5700E-02
3,6780E-02
-5,7020E-02
2,0270E-02
1,6
2,300E-03
-7,8034E-02
3,8182E-02
-5,7099E-02
1,9251E-02
1,7
2,383E-03
-7,9900E-02
3,9200E-02
-5,7090E-02
1,8260E-02
1,8
2,446E-03
-8,1186E-02
4,0094E-02
-5,7067E-02
1,7358E-02
1,9
2,494E-03
-8,2200E-02
4,0700E-02
-5,7050E-02
1,6550E-02
2
2,533E-03
-8,2866E-02
4,1155E-02
-5,6987E-02
1,5808E-02
20
2,604E-03
-8,3333E-02
4,1667E-02
-5,6886E-02
1,2500E-02
Tabla C2
β
Coeficientes α y β para Condiciones de Extremos Indentados
Extremos Indentados
α
β
b/a
w
MxBorde
MxCentro
1
0,0040625
0
0,0479
1,1
0,004865
0
0,05552
1,2
0,0056375
0
0,0627
1,3
0,006366
0
0,06937
1,4
0,00705
0
0,0755
1,5
0,0077
0
0,08112
1,6
0,0083
0
0,0862
1,7
0,008833
0
0,09074
1,8
0,0093125
0
0,0948
1,9
0,009739
0
0,09844
2
0,0101
0
0,1017
3
0,0122
0
0,1189
4
0,01278
0
0,1235
5
0,013
0
0,1246
20
0,01302083
0
0,125
República del Perú
107
Ministerio de Energía y Minas
Anexo C
Probabilidad de ruptura atravesante:
∆ max =
2
)a 4
α (1 −ν rm
Erm hr3
α depende de la relación dimensional del pilar y de las condiciones del borde (sujetado
o abisagrado) y se muestra en las Tablas C1 y C2.
∆max < 0.05 × hr
Baja probabilidad de falla
0.05 × hr ≤ ∆max < 0.08 × hr
Probabilidad media de falla
∆max > 0.08 × hr
Alta probabilidad de falla
C1.2
HOJA DE CÁLCULO DE ANCHO ESCALADO CRÍTICO
Cálculo del ancho crítico:
Se ha establecido un enfoque empírico, considerando un gran número de casos
históricos de tajeos superficiales. Está basado en 230 casos de estudio de
excavaciones de este tipo, entre las que se incluyen 32 fallas, de los cuales se ha
derivado la línea más apropiada para separar los casos de falla/no falla. En mayor
proporción, los casos fueron trazados en el rango de 0,1 a 30 del valor Q NGI (véase
la Figura C1). Se derivó una expresión para llegar a las dimensiones límite del pilar
corona de superficie (F.S.=1), considerando a Q como calidad de la masa de roca:
Cs = L ×
ρr
⎛ L⎞
t × ⎜1 + ⎟(1 − 0.4 cosψ )
⎝ S⎠
donde:
L = ancho de la excavación escalonada
S = longitud del largo del tajeo
ψ = buzamiento de la discontinuidad principal
ρr = densidad de la roca (toneladas/m3)
El promedio estadístico del ancho crítico frente a la calidad de la masa de roca es:
Cs = 3.3 × Q 0.43 (senhQ )
0.0016
El proceso para evaluar la estabilidad relativa de un pilar corona de superficie utilizó el
diagrama mostrado en la Figura C1 o las ecuaciones anteriores.
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108
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Anexo C
Figura C1
C1.3
Ancho Escalado Crítico vs. Calidad del Macizo Rocoso
(CANMET, 200)
HOJA DE CÁLCULO DE CHIMENEAS/HUNDIMIENTO
C1.3.1 Hundimiento en Bloque
El autohundimiento generalizado de una masa de roca, es decir, el hundimiento en
bloque, es común en condiciones de macizo rocoso con muchas fracturas en bloques
o mucho desmoronamiento. Es muy difícil evaluar analíticamente el inicio o el
volumen de la masa de roca movilizada debido a las numerosas variables que lo
afectan. Como mecanismo potencial de falla, el hundimiento en bloque requiere que
haya espacio disponible para movilizar el material desde la zona del pilar corona hacia
el tajeo.
Janelid y Kvapil (1966) esbozaron patrones modelo para el flujo de material que se
pueden usar como una aproximación de la geometría de la envolvente de falla sobre el
tajeo (véase la Figura C2). El volumen que ha sido hundido dentro del tajeo está
definido por el elipsoide de extracción. El elipsoide límite contiene la zona de roca
partida que ha sido posteriormente movida y expandida por la gravedad para llenar
este volumen. Si la masa de roca en el elipsoide límite está en movimiento, se
produce subsidencia; si el elipsoide de extracción intersecta la superficie, se registra la
falla del pilar corona en la superficie. La altura máxima de una falla abierta depende
del espacio disponible en el tajeo. Si no se retira el material fallado del tajeo, el
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Anexo C
colapso inicial de la masa de roca conduce a la acumulación de roca hundida dentro
del espacio, formando un cono con un ángulo de reposo igual al ángulo de fricción
interna del material en el piso de una abertura ancha o en la cima del tajeo relleno. Al
alcanzar el nivel del techo, el material detiene la extracción del hundimiento.
Las dimensiones del problema pueden obtenerse mediante el cálculo de la cantidad de
material hundido que llenará el vacío subyacente, utilizando un factor de
esponjamiento representativo (β=1,1 a 1,4, rotura de masa fina a rotura en bloques).
Se puede calcular de la cantidad de material fallado en el tajeo y la cantidad de
material retirado, si fuera el caso. La excentricidad del elipsoide límite es:
3w 2 6Vcavred
ε = L×
−
+1
4h 2
h3
donde:
w = ancho del tajeo
h = altura del elipsoide de extracción
Vhundido = Ven la excavación + Vretirado
Estudios en silos han producido excentricidades entre 0,92 y 0,98.
Figura C2
Dibujo del Modelo de Elipsoide para Roca Hundida, según Janelid
y Kvapil, 1966
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Anexo C
La altura se compara con la distancia a la cima del lecho de roca. Esto indica si la
distancia es suficiente para evitar que ocurra la desintegración del pilar corona en
superficie. Según el modelo y estudios de silos, la altura del elipsoide límite es
aproximadamente 2,5 veces la altura del elipsoide de extracción. Si la altura del
elipsoide límite está por debajo de la superficie del suelo, teóricamente no ocurrirá
subsidencia.
C1.3.2 Desintegración de Chimeneas
La desintegración de chimeneas generalmente produce la formación de hoyos
aislados en la roca débil que se desarrollan en forma ascendente hacia la superficie.
Si consideramos un material c-ϕ el problema se establece del mismo modo que la
movilización de la resistencia de corte frente a una presión activa del terreno en
taludes de suelo. Esto también es representativo del corte y trituración de la estructura
del material observado en los casos estudiados. Una vez que se crea la abertura
subterránea, el techo empieza a deformarse. Si estos desplazamientos son lo
suficientemente altos, la resistencia al corte del material se moviliza a lo largo de las
líneas de ruptura de las presiones activas (véase la Figura C3).
Figura C3
Progresión Asumida de la Falla de la Chimenea por Rotura debida
al Corte (Canmet 2006)
La Figura C4 muestra un método de rebanadas (Canmet, 2006), utilizado comúnmente
para calcular el factor de seguridad relacionado con presiones activas de falla de
taludes en arco circular, y el cálculo del factor de seguridad contra la desintegración de
chimeneas.
Donde: i = número de rebanada, s = ancho de cada rebanada, γt = peso unitario de la
roca
En el caso de material débil cercado con roca competente (Figura C5) se ha
observado en varios casos una progresión de falla ascendente en la dirección del
buzamiento, la cual ha sido simulada en base a la fricción y modelos numéricos.
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111
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Anexo C
Como en el caso vertical, se puede movilizar suficiente peso como para provocar el
segundo arco de falla y los posteriores. La limitación del proceso ascendente se
producirá en el segundo arco de ruptura cuando el buzamiento de la zona débil sea lo
suficientemente bajo como para que la componente normal del peso de la caja piso
más la resistencia contra rotura por tracción sean suficientes para resistir la fuerza
desestabilizadora:
Wt × sinψ = ∑ Ti + Wt × cosψ × tan φ
Finalmente en las hojas de cálculo que acompañan esta guía se encuentran ejemplos
de cálculo de lo anteriormente descrito a manera de demostración.
Figura C4
Aplicación del Método de Rebanadas para Calcular el Esfuerzo de
Corte Resistente a la Desintegración de Chimeneas
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Anexo C
Figura C5
Potencial de Falla Ascendente en la Dirección del Buzamiento en la
Desintegración de Chimeneas
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Anexo D
Anexo D
Ejemplos de Programas de Software
Disponibles para la Evaluación de la
Estabilidad del Pilar Corona
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115
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Anexo D
Sección
D1.
Página
EJEMPLOS DE PROGRAMAS DE SOFTWARE DISPONIBLES PARA LA
EVALUACION DE LA ESTABILIDAD DEL PILAR CORONA......................... 119
D1.1 DIPS (Rocscience Inc.) ........................................................................ 119
D1.2 UNWEDGE (Rocscience Inc.) .............................................................. 120
D1.3 UDEC (Itasca Consulting Group, Inc.)................................................ 120
D1.4 Phase2 (Rocscience Inc.) ..................................................................... 121
D1.5 FLAC (Itasca Consulting Group, Inc.) ................................................ 122
D1.6 Examine3D (Rocscience Inc.) .............................................................. 122
D1.7 Map3D (Mine Modelling Pty Limited).................................................. 123
D1.8 FLAC3D (Itasca Consulting Group, Inc.)............................................ 124
D1.9 CPillar (Rocscience Inc.) ..................................................................... 125
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Anexo D
D1.
EJEMPLOS DE PROGRAMAS DE SOFTWARE
DISPONIBLES PARA LA EVALUACION DE LA
ESTABILIDAD DEL PILAR CORONA
La siguiente sección muestra un resumen de algunos de los programas
especializados, que se encuentran orientados a la evaluación de la estabilidad del pilar
corona. Esta lista de programas de software constituye sólo una muestra de los
programas existentes, y de ninguna manera pretende ser exhaustiva ni mandatoria. El
proponente deberá seleccionar el o los programas que mejor responsan a las
necesidades de cada estudio en particular en base a criterios de ingeniería.
D1.1
DIPS (ROCSCIENCE INC.)
Descripción: Dips (5.0) está diseñada para el análisis interactivo de los datos
geológicos basados en la orientación de discontinuidades.
Este programa permite al usuario analizar y visualizar datos estructurales siguiendo las
mismas técnicas que las empleadas en los estereogramas. Asimismo, cuenta con
características computacionales, tales como contorneo estadístico de familias de
discontinuidades, orientación principal y grado de confiabilidad, variabilidad de
sistemas y características cualitativas y cuantitativas de los atributos del análisis. Está
diseñado para el análisis de los rasgos característicos relacionados con el análisis de
ingeniería de las estructuras de roca. Sin embargo, el formato libre del archivo de
datos permite el análisis de cualquier orientación de base de datos.
Aplicación: Análisis de la matriz de roca y de las estructuras y caracterización del
macizo rocoso.
.
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Anexo D
D1.2
UNWEDGE (ROCSCIENCE INC.)
Descripción: Unwedge (3.0) es un programa de visualización y análisis tridimensional
de la estabilidad de excavaciones subterráneas en roca, basado en intersecciones de
discontinuidades estructurales. Los factores de seguridad se calculan en las cuñas
potencialmente inestables y el requerimiento de soporte puede modelarse empleando
varios patrones de pernos de roca y shotcrete.
Aplicación: Análisis Bloque/Cuña de una excavación.
D1.3
UDEC (ITASCA CONSULTING GROUP, INC.)
Descripción: UDEC es un programa de elementos distintos para el modelamiento en
dos dimensiones de rocas fracturadas sujetas a condiciones cuasi-estáticas o
dinámicas de carga. Entre sus características se puede mencionar la simulación de
desplazamientos largos (deslizamientos y aberturas) a lo largo de distintas superficies
en medios discontinuos, el cual es tratado como un ensamblaje de bloques discretos
poligonales (convexos o cóncavos) con esquinas redondeadas. Las discontinuidades
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Anexo D
se consideran como bordes entre los bloques. Finalmente, el movimiento relativo entre
las discontinuidades se encuentra regido por la relación fuerza-desplazamiento lineal y
no lineal para movimientos en las direcciones de los esfuerzos normales y de corte.
Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados (bloques) alrededor
de la excavación del túnel.
D1.4
PHASE2 (ROCSCIENCE INC.)
Descripción: Phase2 (5.0) es un programa de elementos finitos en el rango plástico de
dos dimensiones para el cálculo de esfuerzos y desplazamientos alrededor de las
excavaciones subterráneas y que puede emplearse para solucionar problemas de gran
alcance en ingeniería minera y civil. Asimismo, se pueden analizar fallas progresivas,
interacción de los soportes, entre otros.
Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados alrededor de una
excavación.
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Anexo D
D1.5
FLAC (ITASCA CONSULTING GROUP, INC.)
Descripción: FLAC es un programa bidimensional de diferencias finitas explícitas
apropiado para modelar problemas geomecánicos continuos que involucran varias
etapas, tales como excavaciones secuenciales, rellenos y cargas de diversa
naturaleza. El método puede aceptar grandes desplazamientos y deformaciones, así
como un comportamiento no lineal del material, aún cuando ocurra fluencia o la falla
ocurre sobre un gran área o si sucede un colapso total. El esquema de solución
explícita proporciona una solución estable para problemas físicamente inestables.
Cabe resaltar que el acople con análisis térmico se encuentra disponible.
Aplicación: Análisis de esfuerzo/térmico de macizos rocosos fracturados alrededor del
túnel de excavación.
D1.6
EXAMINE3D (ROCSCIENCE INC.)
Descripción: Examine3D v.4.0 es un programa de análisis de ingeniería para
excavaciones subterráneas en roca. Aún cuando el programa fue desarrollado
principalmente para el análisis del esfuerzo, sus herramientas de visualización de
datos pueden aplicarse a un amplio rango de información tridimensional en trabajos de
ingeniería minera y civil. Por ejemplo, ha sido utilizado para visualizar datos
microsísmicos, tales como velocidad, parámetros de entrada y densidad de eventos.
Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados alrededor del túnel
de excavación.
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Anexo D
D1.7
MAP3D (MINE MODELLING PTY LIMITED)
Descripción: Map3D es un programa de análisis tridimensional de estabilidad de rocas,
que incorpora el Método Indirecto de Elementos de Contorno y que emplea fuerzas
ficticias en forma simultánea, desplazamiento de discontinuidades y propiedades
especiales de los elementos de borde, incorporados en los análisis térmicos y no
lineales. El programa es empleado para construir modelos, analizar y mostrar
desplazamientos, deformaciones y factores resistentes y de esfuerzo. Se pueden
mencionar las siguientes características: análisis tabular de esfuerzo 3D, opciones
elásticas, no lineal. Capacidad de análisis del deslizamiento de la falla y fractura.
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Anexo D
Simulación de diques rígidos, zonas débiles esquistosas y de relleno. Los modelos
pueden incluir taludes, tajos abiertos, túneles, fracturas y excavaciones subterráneas
con zonas de fluencia (no lineales) de diferentes módulos (e.g., diques rígidos o zonas
de mineral blando) y cargas debido al flujo térmico en estado estable. Las
excavaciones pueden ser intersectadas con múltiples fallas discretas (no planas y
rellenas) que se deslizan y abren.
Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados alrededor de una
excavación de mina.
D1.8
FLAC3D (ITASCA CONSULTING GROUP, INC.)
Descripción: FLAC 3D simula un comportamiento de deformación de las estructuras en
3 dimensiones, incluidos suelos, rocas u otros materiales continuos que puedan
presentar un flujo plástico cuando alcanzan su resistencia última. Este programa
emplea un esquema de discretización mixto para modelar el flujo plástico y el colapso.
Un esquema de solución explícita permite una solución estable en procesos físicos
inestables. Se dispone de cuatro tipos de estructuras: viga, cable, pila y placa. Los
elementos de la placa pueden modelar el soporte planar, tales como revestimiento del
túnel o trablestaca. FLAC 3D facilita el modelamiento del flujo de agua subterránea
confinada y la disipación de la presión de poros, el cual incluye un análisis de
consolidación.
Aplicación: Análisis de esfuerzos en macizos rocosos fracturados alrededor de una
excavación de mina.
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Ministerio de Energía y Minas
Anexo D
D1.9
CPILLAR (ROCSCIENCE INC.)
CPillar es una herramienta rápida y fácil de usar en la evaluación de la estabilidad del
Pilar Corona superficial o subterráneo y con estratos horizontales en el techo. Los
métodos de análisis incluyen un análisis rígido o elástico así como un análisis de
dovela (no tensión), para las configuraciones de pilar, viga o placas.
Se puede llevar a cabo un análisis estadístico de la probabilidad de falla al ingresar las
desviaciones estándares para los parámetros de material y de carga.
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